View
225
Download
2
Category
Preview:
DESCRIPTION
En este número la revista I+i pone a disposición de sus lectores los siguientes artículos: Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia usando Herramientas de Visión por Computadora.-- Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través de respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga.-- Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN.-- Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales.-- Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken.-- Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero.-- Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos.-- Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados.-- Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin Espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad.
Citation preview
Investigaciónaplicada einnovación
Volumen 6, N.o 1Primer semestre, 2012 Lima, Perú
Editorial ................................................................................................................................................................................................
Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia usando Herramientas de Visión por Computadora ....................................................................................................................... José Lazarte
Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través de respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga ............ María Teresa Mendoza
Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN .... Alberto Ríos
Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales .................................................... ...................................................................................................................................................................................... Mario Surco
Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken ......................................................................Rodrigo Perea
Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero ........................................ .Juan Carlos Heredia
Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos ...................................................................................................................................................................César Vera
Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados .................................................................. .......................................................................................................................................Adriana Barja / Hernán Zapata
Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin Espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad ..................... Victoria Larco
ISSN 1996-7551
3
5
13
21
33
41
51
61
67
73
Campus ArequipaUrb. Monterrey Lote D-8 José Luis Bustamante y Rivero. Arequipa, PerúT: (54)426610 - F: (54)426654MAIL: principal@tecsup-aqp.edu.pe
Campus LimaAv. Cascanueces 2221 Santa Anita. Lima 43, PerúT: (51)317-3900 - F: (51-1)317-3901MAIL: informes@tecsup.edu.pe
Campus Trujillo:Via de Evitamiento s/n Victor Larco Herrera. Trujillo, PerúT: (44)60-7800 - F: (44)60-7821MAIL: informestrujillo@tecsup.edu.pe
www.tecsup.edu.pe
Inst
itu
to d
e Ed
uca
ció
n S
up
erio
r Tec
no
lóg
ico
Pri
vad
o T
ECSU
P N
° 1
R
M: N
° 153
-84-
ED (1
7/02
/198
4)
R
D: N
° 054
-200
5-ED
(24/
02/2
005)
Editor en Jefe:Alberto Bejarano, Tecsup
Comité editorial:Aurelio Arbildo, InducontrolGuillermo Barcelli, 2E IngenierosJorge Bastante, TecsupElena Flores, Cementos PacasmayoHernán Montes, UtecRicardo Ruiz, TecsupJack Vainstein, Vainstein Ingenieros
Coordinadora:Mayra Pinedo
Colaboradores:Adriana BarjaJuan Carlos HerediaVictoria LarcoJosé LazarteMaría Teresa MendozaRodrigo PereaMario SurcoCésar VeraHernán Zapata
Corrector de estilo:Juan Manuel Chávez
Diseño y diagramación:OT Marketing Publicitario
Impresión:Tarea Asociación Gráfica EducativaPasaje María Auxliadora 156 – 164Lima 5, Perú
Hecho el depósito legal en la Biblioteca Nacional del Perú: 2007-04706
TecsupArequipa: Urb. Monterrey Lote D-8 José Luis Bustamante y Rivero. Arequipa, Perú
Lima: Av. Cascanueces 2221 Santa Anita. Lima 43, Perú
Trujillo: Vía de Evitamiento s/n Víctor Larco Herrera. Trujillo, Perú
Publicación semestral Tecsup se reserva todos los derechos legales de reproducción del contenido; sin embargo autoriza la reproducción total o parcial para fines didácticos, siempre y
cuando se cite la fuente.
Nota Las ideas y opiniones contenidas en los artículos son responsabilidad de sus autores y no refleja necesariamente el pensamiento de nuestra institución.
InstruccIones para los autores
La revista Investigación aplicada e innovación, I+i, es publicada semestralmente. El objetivo de la revista es contribuir al desarrollo y difusión de investigación y tecnología, apoyando al sector productivo en la mejora de sus procesos, eficiencia de sus procedimientos e incorporando nuevas técnicas para fortalecer su competitividad. Las áreas prin-cipales de su cobertura temática son: Automatización industrial, Electrotecnia, Electrónica, Tecnologías de la Infor-mación y Comunicaciones (TIC), Ensayo de materiales, Química y Metalurgia, Educación, Mantenimiento, Tecnología Agrícola, Tecnología de la Producción, Tecnología Mecánica Eléctrica, Gestión y Seguridad e Higiene Ocupacional.
Va dirigida a los profesionales de los sectores productivos y académicos en las áreas de la cobertura temática.
Requisitos para la publicación de artículos:
1. Formato y envío del artículo
• Eltrabajodebeseroriginal,inéditoyenidiomaespañoloinglés.
• Elartículodebetenerunaextensiónentre7y14páginasenWord.
• Elinterlineadoserásencillo,fuenteTahoma,tamaño11puntos.
• Todoslosmárgenessonde2,5cmentamañodepáginaA4.
• Envíoporvíaelectrónicaainvestigacioneinnovacion@tecsup.edu.pe
2. estructura del artículo
• Alcomienzodelartículosecolocaráeltítulodelainvestigación(eninglésyespañol),nombreyapellidosdelosautores y su afiliación académica e institucional.
• Acontinuaciónaparecerá–enespañoleinglésunbreveresumendelcontenidodelartículoyunaspalabrasclavecon cuerpo de 9 puntos.
• Elartículodebedividirseen:
– Introducción:Explicarelproblemageneral;Definirelproblemainvestigado;Definirlosobjetivosdelestudio;Interesar al lector en conocer el resto del artículo.
– Fundamentos: Presentarlosantecedentesquefundamentanelestudio(revisiónbibliográfica);Describireles-tudio de la investigación incluyendo premisas y limitaciones.
– Metodología:Explicacómosellevóalaprácticaeltrabajo,justificandolaeleccióndeprocedimientosytécnicas.
– Resultados:Resumirlacontribucióndelautor;Presentarlainformaciónpertinentealosobjetivosdelestudioenformacomprensibleycoherente;Mencionartodosloshallazgosrelevantes,inclusoaquelloscontrariosalahipótesis.
– Conclusiones:Inferirodeducirunaverdaddeotrasqueseadmiten,demuestranopresupone;Responderala(s)pregunta(s) de investigación planteadas en la introducción y a las interrogantes que condujeron a la realización de la investigación.
– Referencias:TrabajarlasreferenciasbajoelformatodelAmericanPsychologicalAssociation(APA)
3. seleccIón de artículos
• Elprocedimientodeseleccióndeartículosparaserpublicadosserealizamedianteunsistemadearbitrajequeconsisteenlaentregadeltextoanónimoadosmiembrosdelconsejoeditorial,especialistaseneltema.Siambosrecomiendansupublicación,seaceptasudictamenysecomunicaalautor;sinocoinciden,eldictamendeotromiembro será definitivo.
• Unavezenviadoelartículo,cumpliendocontodaslasnormasantedichas,elconsejoderedaccióncorregiráunasola prueba, no siendo posible remitir posteriores modificaciones.
• Paracontactarconusted,rogamosqueadjuntesucorreoelectrónico,correopostal,teléfonoyfax.
3
EDITORIAL
Iniciamos el sexto año de publicación de la revista I+i, motivados en la difusión de la inves-
tigación aplicada e innovaciones que contribuyan al desarrollo de la ingeniería y tecnología.
Comprometidos con el desarrollo de la producción intelectual, seguimos compartiendo con
los profesionales y empresas, los resultados de estudios y proyectos que ayuden en la mejora
de sus procesos.
En esta edición, correspondiente al primer semestre de 2012, contamos con trabajos realiza-
dos en las áreas de Automatización, Procesos Químicos y Metalúrgicos, Mecánica, Electrotec-
nia y Producción, los cuales representan un gran aporte al desarrollo tecnológico.
Comité Editorial
5
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
José Lazarte, Tecsup
Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por
Computadora
Temperature Measurement in Power Semiconductors Using Computer Vision Tools
Resumen
Este artículo trata del estudio realizado para poder realizar el
trazado de un patrón de temperaturas en la superficie de un
semiconductor de potencia. Teniendo como dispositivo de
adquisición de información una cámara termo gráfica que
entrega imágenes de una región del espacio donde se en-
cuentra el dispositivo bajo estudio.
A partir de dicha información y usando herramientas de re-
gistro, segmentación y extracción de características, se realiza
la medición de los valores y se define un patrón de tempera-
turas que permiten identificar como se está realizando el pro-
ceso de intercambio de calor entre él dispositivo de potencia
y el medio ambiente. Dicha información resulta importante
en un proceso de mantenimiento, para poder evaluar la in-
tegridad del dispositivo en el menor tiempo y sin tener que
desconectarlo del sistema donde opera.
Los resultados obtenidos con este procedimiento demues-
tran la efectividad de este para caracterizar los valores de
temperatura que el dispositivo desarrolla. Se han validado los
resultados con tres imágenes distintas del dispositivo y en los
tres los resultados son concordantes.
Abstract
This article deals with the study in order to make the layout
of a pattern of surface temperatures of a power semiconduc-
tor. Having as information acquisition device thermo graphic
camera that delivers images of a region of space where the
device under study.
From this information and using logging tools, segmentation
and feature extraction is performed to measure the values and
defining a pattern of temperatures to identify as it is making
the process of heat exchange between him and power device
environment. Such information is important in a maintenance
process, to assess the integrity of the device in the shortest
time and without having to disconnect the system where it
operates.
The results obtained with this procedure demonstrate the
effectiveness of this to characterize the temperature values
that the device develops. Results have been validated with
three different images of the device and the three results are
concordant.
Palabras clave
Termografía, visión por computadora, Semiconductores, Tem-
peratura.
Key words
Thermal imaging, computer vision, Semiconductors, Tempera-
ture.
INTRODUCCIÓN
El uso de termo grafía como herramienta en los procesos de
mantenimiento se ha extendido en los últimos 20 años con la
aparición de equipos con mejores prestaciones en la detección
de la gama del espectro infra-rojo. Tal es el caso de los equipos
de la marca FLIR en especial del modelo i5, en base a la informa-
ción grafica en una imagen termo gráfica se hacen evidentes
6
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LAZARTE, José. “Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por Computadora ”
comportamientos que de otra manera pueden pasar sin ser
detectados. Estos procedimientos son usados bastante en la
industria para la detección de fallas o mal funcionamiento de
equipos.
En particular cuando los dispositivos bajo estudio están
funcionando en sistemas críticos no es posible poder des-
conectarlos y verificar su integridad mediante pruebas de
laboratorio, por lo cual es importante y necesario realizar un
procedimiento de evaluación en el campo, donde el disposi-
tivo está funcionando. Esto es de considerable importancia
cuando se trata de un dispositivo semiconductor que puede
manejar niveles de energía muy grandes y cuyo trabajo es
clave en un sistema determinado.
En el caso de semiconductores su comportamiento térmico
es fundamental para asegurar su tiempo de vida y evitar fa-
llas intempestivas que no solo deterioren el dispositivo, si no
el sistema en el que este se encuentra trabajando.
Por tanto el comportamiento térmico de la superficie de un
semiconductor puede servir como herramienta de detección
de posibles problemas de mal funcionamiento si son primero
detectadas con los instrumentos adecuados y, luego puedan
entregar la información necesaria para poder evaluar el com-
portamiento del mismo.
En particular tomaremos como caso de estudio la temperatu-
ra de la etapa de potencia de un variador de velocidad para
motores AC.
En este caso el dispositivo bajo estudio esta ensamblado en
el equipo y opera de forma satisfactoria en un entorno indus-
trial. Es ahí donde se requiere poder mediante una imagen
tomada con una cámara temo gráfica identificar su tempera-
tura de trabajo y generar un patrón de temperaturas de su
superficie visible.
Figura 1: Imagen de Dispositivo de potencia bajo estudio.
Dicho dispositivo contiene el siguiente modelo circuital de se-
miconductores.
Figura 2: Imagen del circuito representativo del dispositivo.
FUNDAMENTOS
En la realización de aplicaciones de visión por computadora se
requiere del desarrollo de varias partes en las que se realizan
procedimientos que buscan poder tomar información de un
fenómeno del mundo real y traducirlo a modelos matemáticos
de imágenes para que estos puedan ser analizados y aplicando
conceptos de control se pueda tomar una decisión y realizar un
acción que afecte al fenómeno bajo estudio.
Los sistemas de visión artificial se encuentran conformados por
dos partes; la que corresponde a la adquisición de la informa-
ción del fenómeno bajo estudio, así como la que corresponde
al actuador que modificará o interactuará con el fenómeno; y la
segunda que corresponde al tratamiento de la información en
base a herramientas de software.[1]
Es en este ámbito que se desarrolla este estudio, especifica
mente en los bloques que corresponden a procesamiento de
la imagen, segmentación y Detección y extracción de caracte-
rísticas
.
Figura 3: Partes de un sistema de Visión Artificial
En la parte de procesamiento de la imagen, se producen de-
gradaciones de las mismas, debido a causas aleatorias en los
7
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LAZARTE, José. “Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por Computadora ”
procesos de captación, transmisión y digitalización. Dentro
de esto se realiza por ejemplo el proceso de conversión de
imagen de color a escala de grises para poder analizar la lu-
minancia de la imagen. Esto se realiza mediante la ecuación
de luminancia. Aplicada a una imagen de color en base a sus
componentes, en el caso de una imagen con un patrón RGB
de color como el que se muestra en la figura 4.
Figura 4: Imagen a color con un patrón R-G-B de color.
Figura 5: (a) Componente R, (b) Componente G,
(c) Componente B, (d) Escala de grises.
La ecuación de luminancia es la mostrada a continuación:
Y = R*0.3+G*0.5 + B*0.11 (1)
En donde R, G y B son los valores de cada pixel en cada una de
las componentes. El valor de Y es el valor que tendrá el pixel
en la imagen en escala de grises.
En la parte de segmentación se busca realizar una separación
identificando el objeto de interés del fondo de la imagen,
para ello se hacen uso de diferentes algoritmos como los de
histograma, umbralización, ecualización, erosión, dilatación,
etiquetado, etc.
Finalmente en la parte de extracción de características se busca
detalles típicos que caractericen al objeto estudiado para poder
reconocerlo, buscando una manera óptima de representar la in-
formación que describe cada uno de los detalles caracterizados.
En el procedimiento se busca identificar una zona o región para
poder leer un valor de color que permita identificar en base a
un mapa de color un valor de temperatura. [2]
METODOLOGÍA
Para la realización del estudio se uso imágenes tomadas con
una cámara Flirt modelo i5 que entrega una imagen en formato
JPG con una resolución de 240x240 pixeles.
Dicha información es tomada directamente del equipo que po-
see el semiconductor instalado como parte de él y operando,
en este caso particular es un variador Modelo iG5 de la marca
LG. El equipo se encontraba operando un motor de 3HP, con
carga mínima por un periodo previo de dos horas antes de la
toma de la imagen.
A continuación se muestra una imagen del equipo en mención.
Figura 6: Imagen del variador de velocidad iG5
En la parte inferior del equipoV se encuentra el dispositivo que
será motivo del presente estudio, la imagen tomada con la cá-
mara termo gráfica registra el lado expuesto o visible de dicho
dispositivo, la cual se muestra en la imagen siguiente, que en-
foca aproximadamente el mismo punto de visión que el de la
cámara termo gráfica.
a
c
b
d
8
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LAZARTE, José. “Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por Computadora ”
Figura 7: Detalle de la ubicación del dispositivo semiconductor
Dicha imagen nos servirá de referencia de la ubicación del
área que se estudiará.
ADQUISICIÓN DE LA INFORMACIÓN
Se realizaran las mediciones usando una cámara termo gráfi-
ca modelo FLIR i5 la cual presenta entre sus característica un
rango espectral de detección de 7,5 a 13 µm. y una resolución
de infra rojos de 80x80 píxeles. [1] A continuación se muestra
una imagen del equipo.
Figura 8. Flir i5 (a) vista de frontal, (b) vista posterior.
La toma de la imagen se realizo de la forma mostrada en la
figura considerando mantener una posición frontal respecto
al objeto sobre el cual se realiza la toma de la imagen termo
gráfica.
Figura 9. Disposición física entre la cámara y el variador de velocidad
Se realizaron varias tomas de las que se escogieron tres, con las
que se realizas las pruebas de validación de los resultados. Las
imágenes son las siguientes.
Figura 10. Imágenes usadas para la validación de los resultados
De las imágenes mostradas se deben de tomar en cuenta que
el valor de temperatura que la cámara registra según su propia
forma de registro y medición se muestra en la zona marcada
con 1, la cámara posee un punto de referencia de medición
que se encuentra marcado con un visor circular y se ubica en
el centro de la imagen, zona marcada con 2, en la parte interior
posee un patrón de color en la zona marcada con 3 y presenta
el rango de temperaturas en la que está contenida la escala de
color en las zonas marcadas con 4.
9
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LAZARTE, José. “Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por Computadora ”
1
4
2
43
Figura 11. Disposición de la información contenida en la imagen
RESULTADOS
Procedimento desarrollado de medición
Con la imagen termo gráfica (la imagen esta en formato JPG)
como punto de partida se realizo un procedimiento usando
el software Matlab [3] y las herramientas que este presenta
en el procesamiento de imágenes para poder extraer de la
imagen información de la temperatura de la superficie visible
del dispositivo semiconductor.
El procedimiento que describiremos esta desarrollado en un
scrip de Matlab.
A) Lectura de la imagen.
Se usa el comando imread para realizar la lectura del ar-
chivo gráfico, luego lo pasamos a escala de grises para
luego mediante el comando size, las filas y columnas fue-
ron guardadas en las variables m1 y n1 con dichos valo-
res calculo las coordenadas del centro de la imagen para
desde ese punto como referencia ubicar las coordenadas
de las regiones de interés.
La imagen en formato JPG se convierte a una imagen
indexada, y a una imagen en escala de grises para po-
der de ella leer las dimensiones de esta, la cual resulta de
240x240.
B) Determinación de coordenadas de la escala de medición.
Se determinan las coordenadas de los vértices del área
que encierra la escala gráfica de temperaturas. Tomando
como referencia las coordenadas del centro de la imagen.
[3]
Luego se muestran los tres canales de color (RGB) de la ima-
gen.
Figura 12. Canales RGB de la imagen termo gráfica
C) Determinación de coordenadas de la escala de medición.
En esta parte se recorta las regiones de la imagen, en las
que se realizará el análisis, para nuestro caso tendremos
dos regiones, la que corresponde al semiconductor y a la
imagen patrón de temperaturas. En base a la información
de coordenadas definidas en la parte anterior.
Para ello se hace uso del comando “imcrop”[2], con este co-
mando definimos las matrices “Area_Med” que contiene la
información indexada de la imagen y “Pat_med” que con-
tiene la información de la imagen patrón de colores.
Con el comando “size” definimos las dimensiones de filas y
columnas de cada una de ellas. En el caso de las columnas
es necesario resaltar que en el valor entregado están consi-
derados los tres patrones de color (RGB); por lo que será ne-
cesario dividirlo entre tres para poder tener la dimensión
en columnas correcto.
Figura 13. Imágenes recortadas
D) Determinación de los valores de temperatura en base al pa-
trón de color.
En esta parte se definen los límites de temperatura míni-
ma y máxima entre los que varía el patrón de color, además
se desarrolla un algoritmo que permita primero tomar un
10
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LAZARTE, José. “Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por Computadora ”
punto de la imagen y compararlo con cada punto del me-
dición de colores, para poder definir a que valor se ase-
meja más, pare ello la comparación la realizamos en base
a diferencias, usando la siguiente ecuación:
VectorError_T = (diferencia de intensidades del canal R)
+ (diferencia de intensidades del canal G)
+ (diferencia de intensidades del canal B)
(2)
De todos los errores calculados y contenidos en el
vectorError_T, se elige el que presenta menor valor y se le
asigna el índice correspondiente de la posición de dicho valor
en el patrón de colores.
Con dicho índice se tabula mediante una regla de tres el va-
lor de temperatura correspondiente en función a los valores
máximos y mínimos determinados antes. En base a la ecua-
ción:
Tindice = (Tmax-((125- k)*(Tmax- Tmin)/125)) (3)
Mostramos a continuación en una gráfica la fila 10 de las 21
que contiene la imagen analizada de los valores de tempera-
tura calculada.
Figura 14. Valores de temperatura alcanzados en la fila 10 de la imagen
analizada.
Notamos que a lo largo de la imagen los valores de tempera-
tura están por encima de 24°C y por debajo de 32°C
E) Determinación de los valores de temperatura en base al
patrón de color.
Se extraen los valores máximos, mínimos y promedios de
las temperaturas contenidas en la imagen. Se generan his-
togramas de estos valores para poder tener una idea de su
distribución en el área contenida de la imagen. Y se grafica
tridimensionalmente la distribución de valores obtenidos.
En función al mapa de colores ( “cool”) de la función “surf”
de Matlab.
Figura 15. Histograma del vector Vector_T.
Figura 16. Histograma del vector Temperatura_Maxima
Figura 17. Histograma del vector Temperatura_Minima
11
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LAZARTE, José. “Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por Computadora ”
Figura 18. Histograma del vector Temperatura1(promedio)
Figura 19. Gráfico 3D de distribución de temperaturas imagen (a)
Comparando los valores alcanzados y su distribución a lo lar-
go de la imagen, podemos tener una clara idea de cómo se
distribuye la temperatura y por ende el calor en el dispositivo
cuando este está en funcionamiento.
CONCLUSIONES
Los valores de temperatura encontrados, así como los máxi-
mos y mínimos los organizamos para la primera imagen con-
signando el valor dado por la cámara, y realizando el mismo
procedimiento para las imágenes (b) y (c). Permiten tener el
siguiente cuadro de valores.
TABLA I
VALORES DE TEMPERATURAS PARA LAS TRES IMÁGENES.
Tmáxima Tmínima Tpromedio Tcamara
Imagen
(a)29.98 25.19 27.48 29.30
Imagen
(b)29.10 23.01 26.00 26.30
Imagen
(c)29.49 25.41 27.08 27.00
Figura 20. Gráfico 3D de distribución de temperaturas imagen (a)
Figura 21. Gráfico 3D de distribución de temperaturas imagen (a)
Se observa de los resultados que los valores concuerdan con
los que la cámara entrega, pero hay que considerar que el valor
de temperatura de la cámara es en relación a un área pequeña
y definida, para nuestro caso el área de estudio es mucho más
grande por lo que considero que es más representativo y de
mucha mayor utilidad la información que puede mostrarnos las
figuras 19, 20 y 21.
Finalmente considerando este tipo de análisis como un primer
paso de un procedimiento que permita tomar la imagen termo
gráfica en tiempo real y realizar un proceso de monitoreo de tal
forma que cuando los valores salgan de los consignados como
valores de operación normales se pueda tomar un acción co-
12
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LAZARTE, José. “Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia Usando Herramientas de Visión por Computadora ”
rrectiva o de prevención de forma directa en el sistema que
se está monitoreando.
REFERENCIAS
[1] FLIR Systems, Inc (2010), Manual de Usuario i5 i7, Docu-
mento T559389, March 11, 2010, Boston, Massachusetts.
[2] Dana H. Ballard, Christopher M. Brown (1982), Computer
Vision, Department of Computer Science, University of
Rochester, PRENTICE-HALL. INC., New York.
[3] The MathWorks, Image Processing Toolbox™ 7
User’s Guide (2011).
ACERCA DEL AUTOR
José J. Lazarte Rivera recibió el grado de Bachiller en Ciencias
y el título profesional en Ingeniería Electrónica, por la Univer-
sidad Nacional de Ingeniería, ha participado en programas de
entrenamiento en Aplicaciones Industriales de Electrónica
en el Instituto Politécnico de Inchon en Corea del Sur. Tiene
experiencia en mantenimiento electrónico y desarrollo de so-
luciones en el campo de la Electrónica Industrial, Electrónica
Digital aplicada, Integración de sistemas de Electrónicos de
Potencia en Industria, Control de Velocidad y Posición de Mo-
tores, habiendo realizado diversas actividades de consultoría
para empresas locales. Es profesor a tiempo completo en TEC-
SUP-Lima y dicta cursos relacionados a electrónica analógica
y digital, Tiene a su Cargo el Laboratorio de Electrónica de Po-
tencia del Departamento de Electrónica. Participa también en
el dictado de cursos de Especialización para profesionales de
la industria, especialmente en temas de Control Electrónico
de Potencia y Control Automático de Motores Eléctricos.
Original recibido: 15 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 25 de abril de 2012
13
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
María Teresa Mendoza, Tecsup
Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través
del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga
Comparison of Methods of Parameter Estimation of Synchronous Generator Through the Frequency
Response Test and Load Rejection
Resumen
En este trabajo se discute la metodología de estimación de
parámetros eléctricos de un generador síncrono de polos
salientes, a través del ensayo de respuesta en frecuencia con
rotor en reposo (ERFRR).Los métodos numéricos utilizados
para la identificación de parámetros son el método de Levy
y el método de Levenberg-Marquardt. Para validar los datos
obtenidos, se compararon los resultados de los parámetros
estimados con los valores de los parámetros obtenidos en
ensayos de corto-circuito brusco y de rechazo de carga. Los
resultados fueron obtenidos usando un generador síncrono
de 2 kVA, 230 V, 1800 RPM, 60 Hz. Los parámetros estimados
fueron las reactancias síncronas y todas las constantes de
tiempo.
Abstract
This paper discusses the methodology for estimating the
electrical parameters of a salient pole synchronous generator,
using data obtained from the standstill frequency response
(SSFR) test. We analyzed the spectra of amplitude and phase
of the operational inductances of direct and quadrature axis
of the stator windings and compared the results with the pa-
rameter values obtained in tests of short-circuit and sudden
load rejection.
Palabras clave
Generador síncrono, estimación de parámetros, ensayo de
respuesta en frecuencia, método de Levy, método de Leven-
berg-Marquardt, ensayo de rechazo de carga.
Key words
Synchronous generator, parameter estimation, frequency res-
ponse test, Levy’s method, Levenberg-Marquardt’s method,
load rejection test.
INTRODUCCIÓN
Los parámetros del generador síncrono se utilizan en la cons-
trucción de modelos matemáticos para el estudio de la dinámi-
ca de sistemas de energía eléctrica. Estos estudios tales como
la determinación de los límites de operación, la configuración
de los esquemas de protección, el despacho de carga, la esta-
bilidad transitoria y dinámica entre otros, son críticos para la
operación del sistema de energía eléctrica. El conocimiento de
los parámetros de los generadores síncronos es de vital impor-
tancia en la obtención de resultados confiables obtenidos a
través de simulaciones dinámicas.
Los parámetros eléctricos fundamentales de un generador sín-
crono son las resistencias eléctricas de los devanados del esta-
tor y rotor, las reactancias de dispersión de estos devanados y
las reactancias de magnetización del eje directo d y del eje en
cuadratura q, las reactancias síncronas de ejes d y q, las reactan-
cias transitorias y sub-transitorias de circuito abierto y de corto
circuito de los ejes d y q.
Una de las instituciones internacionales que se preocupa con
los métodos a utilizar para la determinación de parámetros es
el Electrical Power Research Institute (EPRI) [3]. La EPRI incenti-
va a los propietarios de centrales a mejorar los parámetros de
sus componentes para que las simulaciones puedan describir
14
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
MENDOZA, María. “Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga”
perfectamente el comportamiento dinámico de las mismas,
ya que actualmente existen software muy buenos en el mer-
cado para realizar simulaciones.
El ensayo de respuesta en frecuencia es una técnica de esti-
mación de parámetros eléctricos de generadores síncronos
que presenta un bajo nivel de riesgo impuesto a la máqui-
na, comparado con ensayos de cortocircuito. Este método se
basa en la determinación de parámetros estándares del ge-
nerador, tanto para el eje directo como para el eje en cuadra-
tura, utilizando curvas de respuesta en frecuencia obtenidas
experimentalmente con el generador en reposo.
En este trabajo, se presenta un procedimiento para estima-
ción de algunos parámetros eléctricos de un generador sín-
crono de polos salientes utilizando los datos obtenidos del
ensayo de respuesta en frecuencia. A partir de estos datos,
se determinaron los siguientes parámetros: reactancias sín-
cronas de eje directo y de eje en cuadratura y las constan-
tes de tiempo transitorias y sub-transitorias de eje directo y
de eje en cuadratura, de cortocircuito y de circuito abierto
utilizando métodos iterativos de ajuste de curvas. El método
iterativo de Levy [7], [12] y de Levenberg-Marquardt [7], [8] y
[12] que permiten una estimación eficiente y numéricamen-
te convergente fueron utilizados en este programa.
Uno de los aportes de este trabajo, es el uso del método de
Levy como punto de partida para el método de Levenberg-
Marquardt (L-M). El uso del método de Levy, que es sólo uti-
lizado en sistemas lineales, se mostro como una herramienta
muy importante para la búsqueda de este punto de partida.
Para validad la consistencia de los resultados del ensayo de
respuesta en frecuencia con rotor en reposo y la eficiencia
de los algoritmos de estimación de parámetros utilizados en
este trabajo se comparo los valores obtenidos en el ensayo
de respuesta en frecuencia con los resultados de ensayos de
cortocircuito y de rechazo de carga del eje directo y de eje
arbitrario.
MODELAMIENTO MATEMÁTICO DE LA DINÁMICA DEL GENERADOR SÍNCRONO
El generador síncrono es normalmente modelado en dos
ejes d y q usando la transformada Park [6], [9]. Varios inves-
tigadores, entre ellos Kundur [6], consideran el generador
síncrono de polos salientes como teniendo un devanado de
amortecimiento en el eje d y un devanado de amortecimien-
to en el eje q. Las inductancias operacionales del eje d y eje q
pueden entonces ser obtenidos a partir de los circuitos equiva-
lentes vistos en la figura (1).
En esta figura vd y v
q son las tensiones del eje d y q, en los termi-
nales del devanado del estator, id y iq son las corrientes de ejes
d y q del estator, vfd
es la tensión de campo, Ld(s) y L
q(s) son las
inductancias operacionales de ejes d y q, Ra es la resistencia del
devanado de armadura.
Las expresiones de las inductancias operacionales Ld(s) y L
q(s)
son mostradas en (1) y (2) [2], [10]-[20].
(1)
(2)
(a)
(b)
Figura 1 – Circuito equivalente a) eje d y b) eje q del generador síncrono de
polos salientes
En estas ecuaciones Ld e L
q son las inductancias síncronas de
ejes d y q, T´d e T
d son las constantes de tiempo transitorio y sub-
transitorio de cortocircuito y del eje directo, respectivamente,
Tq es la constante de tiempo sub-transitorio de cortocircuito
y de eje en cuadratura, T´d0
e Td0
son las constantes de tiempo
transitorio y sub-transitorio de circuito abierto y de eje directo,
respectivamente, Tq0
es la constante de tiempo sub-transitorio
de circuito abierto y de eje en cuadratura.
15
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
MENDOZA, María. “Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga”
ENSAYO DE RESPUESTA EN FRE-CUENCIA
Los ensayos de respuesta en frecuencia son descritos en la
IEEE Std. 115 [1]. Esta norma existe desde los años 80, fue re-
visada en 1995 y se volvió a revisar en 2009 siendo publicada
en 2010. Esta es muy importante en el área de ensayos de
máquinas síncronas.
Esta norma muestra como determinar las impedancias ope-
racionales del eje directo y del eje en cuadratura Zd(s) y Z
q(s)
a partir de los ensayos de respuesta en frecuencia, colocando
el rotor en reposo, primero de manera que el eje de campo
magnético debido a la corriente del estator este a lo largo
del eje directo y la impedancia operacional de eje d, Zd(s) sea
obtenido. La norma IEEE Std. 115 explica como esto es reali-
zado, figura (2).
De forma análoga, con el rotor posicionado en el eje q se ob-
tiene la impedancia operacional de eje q, Zq(s).
(a)
(b)
Figura 2 – Configuraciones del ensayo para obtener la impedancia
operacional (a) del eje d, Zd(s), (b) del eje q, Zq(s)
Las funciones de transferencia Zd(s) y Z
q(s) son obtenidas por
medio de sus diagramas de Bode que muestran las amplitudes
y ángulos de fase en función de la frecuencia. La ecuación (3)
permite determinar las inductancias operacionales de eje di-
recto y de eje en cuadratura que serán utilizados en la estima-
ción de los parámetros, como se ve en las ecuaciones (1) y (2).
(3)
Para obtener Ra, se debe trazar la parte real de la impedancia
operacional de armadura Zd(s), en función de la frecuencia y
extrapolarse para una frecuencia cero [1].
(4)
Se debe tener mucho cuidado para obtener el valor de la resis-
tencia eléctrica de armadura, que será utilizado en los cálculos
de los parámetros, con la mayor precisión y resolución posible,
caso contrario, podría resultar en grandes errores para valores
de baja frecuencia de la inductancia operacional. En este ensa-
yo es muy importante para obtener medidas aceptables, una
buena calibración de los instrumentos de medida de tensión y
de corriente eléctrica.
DESCRIPCIÓN DEL ALGORITMO DE ES-TIMACIÓN
El algoritmo de estimación de parámetros para el ensayo de
respuesta en frecuencia determina los parámetros de las induc-
tancias operacionales de los ejes d y q (3), que aproximen las
funciones de amplitudes y los ángulos de fase de las funciones
de transferencia Ld(s) y Lq(s) para cada frecuencia w, obtenidas
por medio de tensiones y corrientes del estator en un dado ran-
go de frecuencias.
Los métodos numéricos utilizados para la estimación de los
parámetros en el dominio de la frecuencia son el método de
Levy y el método de Levenberg-Marquardt. El método de Levy,
es utilizado para determinar una primera estimación de valores
de parámetros que serán el punto de partida del método de
Levenberg-Marquardt.
El método de Levy fue propuesto en 1959 [7], [12]. El objetivo
de este método es determinar los coeficientes de un modelo
lineal descrito por una función de transferencia lineal.
(5)
16
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
MENDOZA, María. “Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga”
La respuesta en frecuencia del modelo se aproxima de una
respuesta en frecuencia obtenida a partir de procedimientos
experimentales H(s). El error del modelo en el dominio de la
frecuencia es dado por:
(6)
Una solución para determinar los coeficientes de la función
de transferencia , con la finalidad de minimizar la función de
error (6), es conseguida multiplicando D(jw), lo que resulta en
la ecuación:
(7)
Donde A y B son funciones dependientes del vector de fre-
cuencia w y de los coeficientes de la función de transferencia.
De la expresión (7) se define la función objetivo a minimizar.
(8)
Los coeficientes de la función de transferencia serán determi-
nados, minimizando F [7], [12].
Por otro lado, el método de Levenberg-Marquardt se basa en
el ajuste de una función no lineal de mínimos cuadrados. Los
parámetros de un modelo son determinados de manera que
minimicen la suma de cuadrados de la función objetivo [4],
[7] y [18].
(9)
Donde f(p) es la diferencia entre los datos medidos del ensayo
de respuesta en frecuencia y los datos de la función de trans-
ferencia obtenidos por el método de Levy. Las condiciones
de optimización sólo pueden ser verificadas numéricamente.
El valor de F(p) puede ser encontrado aplicando la primera
condición de optimización.
(10)
La segunda derivada parcial de la función objetivo F(p) es la
matriz Hessiana dada por:
(11)
El método de L-M varía entre el método de Gradiente Descen-
diente y el método de Gauss-Newton. Cuando λ≈0 el método es
equivalente a Gauss-Newton y si λ tiende a infinito, el método
de L-M tiende al método de gradiente. Las ventajas de este mé-
todo es la posibilidad de ajustar λ para cada iteración.
(12)
La complejidad del algoritmo de L-M aumenta con el número
de parámetros que serán determinados.
ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS DEL ENSAYO DE RESPUESTA EN FRECUENCIA
El primer paso en la identificación de parámetros es la elección
de las estructuras del generador para el eje directo y para el eje
en cuadratura. En el caso de generadores síncronos de polos
salientes se utilizarán las ecuaciones (1) y (2).
Se realizaron 105 mediciones de amplitud y de fase de las im-
pedancias operacionales Zd(s) y Z
q(s) en el rango de frecuencia
de (0.01 Hz a 1000 Hz), usando los esquemas mostrados en la
figura (2). Con los pares de puntos obtenidos de amplitud y
de fase Zd(s) y Z
q(s) y usando la expresión (3) se obtuvieron los
puntos Ld(
s) y Lq(s).
Utilizando el método de Levy se obtuvo las curvas de respuesta
en frecuencia que se aproximaban, estas fueron usadas como
punto de partida para la aplicación del método de L-M, que
minimiza el error entre la función de transferencia medida y la
función de transferencia obtenida por el método de Levy.
Tabla 1 – Parámetros estimados en el eje d utilizando diferentes ensayos
Parámetros Métodos
Eje “d”Corto-
circuitoRechazo de
cargaERFRR L-M
Ra (Ω) 1,38 - 1,3827
Ld (H) 0,0924 0,0749 0,0776
T’d (s) 0,0565 0,0706 0,0774
Td (s) 0,0149 0,0206 0,0050
T’d0
(s) 0,2917 0,2854 0,3461
Td0
(s) 0,0225 0,0330 0,0086
17
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
MENDOZA, María. “Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga”
En la tabla (1), se compara los valores del ensayo de respuesta
en frecuencia con rotor en reposo (ERFRR) con parámetros
determinados por medio de otros ensayos. Se observa que
las mayores diferencias entre los ensayos realizados esta en
las constantes de tiempo sub-transitorias T’’d y T’’d0.
La amplitud y fase de la inductancia operacional Ld(s) son
mostradas en las figura (3). La línea sólida muestra las can-
tidades medidas por medio del ERFRR, la línea punteada re-
presenta la función de transferencia estimada utilizando los
métodos descritos.
Figura 3 – Amplitud y fase de la inductancia operacional Ld(s), datos
medidos y datos estimados
Como se observa, en la tabla (1), se comparan los resultados
de estimación de parámetros obtenidos del ensayo de re-
chazo de carga del eje directo con los datos del ERFRR. Para
determinar los parámetros a partir del ensayo de rechazo de
carga se utilizo una metodología gráfica [11], [12], figura (4).
Figura 4 – Tensión terminal del generador durante el rechazo de carga de
eje directo
Al ser un método gráfico, la determinación de parámetros se
obtiene a través de las tendencias A, B1, B2, y C (figura 5).
En la tabla (2), se muestran los parámetros estimados a través
del ERFRR, y los parámetros determinados del ensayo de recha-
zo de carga eje directo, considerando dos tendencias B1 y B2.
El ensayo de rechazo de carga, por lo que se observa, permi-
te la determinación de cualquier valor para las constantes de
tiempo transitoria y sub-transitoria, en cuanto que el método
de respuesta en frecuencia, por su naturaleza imparcial y es-
trictamente matemática determina constantes de tiempo de
manera bien clara.
Tabla 2 – Parámetros estimados en el eje d, considerando diferentes
ensayos y tendencias en la tensión terminal del ensayo de rechazo de
carga de eje d
Parámetro Métodos
Eje “d”
Rechazo de
carga-eje d
(Tendencia
B1)
(Tendencia
B2) (Ten-
dencia B2)
ERFRR
Ld (H) 0,0749 0,0749 0,0776
T’d (s) 0,0706 0,0706 0,0774
Td (s) 0,0056 0,0205 0,0050
T’d0
(s) 0,2854 0,2854 0,3461
T’d0
(s) 0,0066 0,0353 0,0086
En la tabla (3) se presenta los parámetros estimados para el eje
en cuadratura del ensayo de respuesta en frecuencia, utilizan-
do el método de Levy y el método de Levenberg-Marquardt. Se
18
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
MENDOZA, María. “Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga”
compara estos valores con parámetros obtenidos del ensayo
de rechazo de carga eje arbitrario.
Tabla 3 - Parámetros estimados en el eje q utilizando diferentes ensayos
Parámetroseje “q”
Métodos
Rechazo de car-ga eje arbitrario
ERFRRL-M
Lq (H) 0,0547 0,0589
T’’q (s) 0,0083 0,0030
T’’qo (s) 0,0492 0,0191
En la figura (5) se muestra la amplitud y la fase de la inductan-
cia operacional de Lq(s), valores medidos y estimados.
Figura 5 - Inductancia operacional Lq(s), amplitud e fase, datos medi-
dos y datos estimados, método de L-M
De esta figura se concluye que los errores debido al método
numérico son aceptables. Por lo tanto, se verifica que el pro-
ceso de convergencia del método numérico es eficiente.
Se observa de la tabla (3) que la diferencia entre los parámetros
obtenidos en los ensayos de respuesta en frecuencia y de re-
chazo de carga son considerables.
Igual que el caso anterior, se muestra en la figura (6) la tensión
terminal del generador durante el rechazo de carga de eje arbi-
trario, y considerando dos tendencias.
Figura 6 – Tensión terminal durante el rechazo de carga de eje arbitrario
En la tabla (4), se muestran los parámetros estimados de eje q, a
través del ensayo de respuesta en frecuencia usando el método
de Levy y el método de L-M, y los parámetros determinados del
ensayo de rechazo de carga de eje arbitrario, considerando dos
tendencias.
Tabla 4 – Parámetros estimados en el eje q, considerando diferentes ensa-
yos y tendencias en la tensión terminal del ensayo de rechazo de carga de
eje arbitrario
ParámetrosEje “q”
Métodos
Rechazo de carga-eje q (Tendencia
B1)
Rechazo de carga-eje d (Tendencia
B2)
ERFRR(0,01 a 200Hz)
Lq(H) 0,0549 0,0549 0,0572
T’q(s) 0,0083 0,000298 0,0030
T’q0
(s) 0,0492 0,0180 0,0180
Se observa de las tablas (2) y (4), que las constantes de tiem-
po sub-transitoria varían según la tendencia que se considere,
usando una metodología gráfica.
CONCLUSIONES
En este trabajo se desarrollo un algoritmo de estimación de pa-
rámetros del generador síncrono a partir de los datos del ensa-
yo de respuesta en frecuencia, aplicando el método de Levy y
19
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
MENDOZA, María. “Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga”
el método de Levenberg-Marquardt. El método de Levy iden-
tifica la estructura del modelo que más se ajusta a los datos
medidos del ensayo obteniendo los parámetros iníciales de
la función de transferencia, para después utilizar el método
iterativo de Levenberg-Marquardt de ajuste de curva, que
aproxime la función de transferencia lineal a la función de
transferencia medida.
Además fueron comparados los resultados del ensayo de res-
puesta en frecuencia con ensayos de cortocircuito y recha-
zo de carga de eje directo y de eje arbitrario. Los resultados
fueron de razonables a buenos para parámetros de régimen
permanente y de régimen transitorio sin embargo, las cons-
tantes de tiempo sub-transitoria presentan valores diferentes
comparados con los resultados de ensayo de corto circuito
brusco y de rechazo de carga.
REFERENCIAS
[1] IEEE Standard 115 (2010). IEEE Guide: Test Procedures
for Synchronous Machines.
[2] IEEE Standard 1110 (2002), Power Engineering Society.
IEEE Guide for synchronous generator modeling practi-
ces and applications in power system stability analysis.
[3] EPRI Final Report 1015241 (2007). Power Plant Mode-
ling and Parameter Derivation for Power System Stu-
dies (Present Practice and Recommended Approach
for Future Procedures.
[4] Aguirre, L. (2007), Introdução à Identificação de Siste-
mas, 3ra. ed. Belo Horizonte: Editora UFMG.
[5] Kraus, P.; Wasynczuk, O. and Sudhoff, S. (1995). Analysis
of Electric Machinery, New York: IEEE Press.
[6] Kundur, P. (1994). Power System Stability and Control,
New York: Mc Graw Hill.
[7] Ljung, L (1999). System Identification: Theory for the
user, 2nd ed. Upper Saddle River: Prentice-Hall.
[8] Madsen, K.; Nielsen, H. B. and Tingleff.O (2004). Me-
thods for Non-linear Least Squares Problems, IMM De-
partment of Mathematical Modeling.
[9] Vas, P. (1993). Parameter Estimation, Condition Monito-
ring, and Diagnosis of Electrical Machines, Oxford Uni-
versity Press, USA.
[10] Bortoni, E. (1998). Modelagem de máquinas síncronas de
polos salientes empregando técnicas de resposta em fre-
quência, Tese de Doutorado, Universidade de São Paulo,
Brasil.
[11] Fajoni, F. (2010). Estudos sobre determinação de parâme-
tros elétricos de geradores síncronos de polos salientes,
Tese de Mestrado, Universidade de Campinas, Brasil.
[12] Mendoza, M. (2011). Identificacao de parametros de ge-
radores síncronos usando métodos de ajuste de curvas
y ensaio de resposta en frequencia, Tese de Doutorado,
Universidade de Campinas, Brasil.
[13] Verbeeck, J (2000). Standstill Frequency Response Mea-
surement and Identification Methods for Synchronous
Machines, Tese de Doutorado, Vrije Universiteit Brussel,
Belgica.
[14] Bortoni, E. and Jardini, J. (2004). A standstill frequency res-
ponse method for large salient pole synchronous machi-
nes, IEEE Transaction on Energy Conversion, Vol. 19, No. 4.
[15] Eitelberg, E. and Harley, R. (1987). Estimating Synchronous
Machine Electrical Parameters from Frequency Response
Test. IEEE Transaction on Energy Conversion, vol. EC-2, no.
1, pp. 132-138.
[16] Hiramaya, K. (1995). Practical detailed model for genera-
tors, IEEE Transaction on Energy Conversion, Vol. 10, No. 1,
pp. 105-110.
[17] Kamwa, I; Viarouge, P.; Ley-Huy, H. and Dickinson, E. (1992).
A frequency domain maximum likelihood estimation of
synchronous machine high-order models using SSFR test
data, IEEE Transaction on Energy Conversion, Vol. 7, no. 3,
pp. 525-536.
[18] Marquardt, D. W (1963). An algorithm for least-squares es-
timation of nonlinear parameters, Journal of the Society
for Industrial and Applied Mathematics, Philadelphia, Vol.
11, no. 2. Pp. 431-441.
[19] Park, D. Y. and et al (1998). Standstill Frequency Response
Testing and Modeling of Salient-Pole Synchronous Ma-
chines, IEEE Transaction on Energy Conversion, Vol. 13, No.
3.
[20] Saunders, R. M (1991). Synchronous machine standstill
frequency response test data analysis, IEEE Transaction
on Energy Conversion, Vol. 6, pp. 564-571.
20
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
MENDOZA, María. “Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través del Ensayo de Respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga”
ACERCA DE LA AUTORA
María Teresa Mendoza Llerena recibió el grado de Ingeniero
Electricista en la Escuela de Ingeniería Eléctrica por la Uni-
versidad Nacional de San Agustín (UNSA), Perú, en 2003, el
grado de Msc. en el departamento de máquinas eléctricas,
accionamientos y energía por la Universidad Federal de Rio
Grande do Sul (UFRGS), Brasil, en 2006.
El grado de doctor en el departamento de sistemas de control
y energía en la Escuela de Ingeniería Eléctrica y Computación
(FEEC) por la Universidad Estadual de Campinas (UNICAMP),
Brasil, en 2011. Se desempeña actualmente como docente en
el área de medidas eléctricas, instrumentación y máquinas
eléctricas en Tecsup Arequipa. (mmendoza@tecsup-aqp.edu).
Original recibido: 06 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 20 de abril de 2012
21
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
Alberto Ríos, Universidad Europea de Madrid
Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN
Update of Technical Requirements for Connection of Wind Installations to SEIN
Resumen
Este artículo presenta una propuesta de actualización de los
“Requerimientos Técnicos de Conexión de las Instalaciones
Eólicas” incluido como Anexo A del Procedimiento Técnico
Nº21 del Comité de Operación Económica del Sistema (COES):
“Ingreso de Unidades de Generación, Líneas y Subestaciones
de Transmisión en el COES-SINAC”. En el Perú, a finales del año
2012 se conectaran tres parques eólicos al Sistema Eléctrico
Interconectado Nacional (SEIN) lo que exige la revisión y ac-
tualización de los criterios técnicos de conexión de instalacio-
nes eólicas al SEIN, publicados el 15 de enero del 2010 en el
diario oficial “El Peruano”.
Abstract
This article presents a proposal to update the “Technical
Requirements for Connection of Wind Farms” included as
Appendix A in the Technical Procedure No. 21 of the Com-
mittee of Economic Operation System (COES) called “Income
of Generating Units, Lines and Substations transmission into
COES-SINAC “. In Peru in late of 2012 three wind farms will be
connected to the National Electrical Interconnected System
(SEIN) which requires the review and update the technical cri-
teria for connecting wind farms to SEIN published on January
15, 2010 in the official “El Peruano”.
Palabras clave
Parques eólicos, turbinas eólicas, criterios técnicos.
Key words
Wind farms, wind turbines, technical requirements.
INTRODUCCIÓN
El 1 de Mayo del 2008 se aprobó y promulgó por la Presidencia
de la República del Perú el Decreto Ley 1002 “Decreto Legisla-
tivo de Promoción de la Inversión para la Generación de Elec-
tricidad con el Uso de Energías Renovables” que establece las
bases de la promoción de sistemas renovables de generación
eléctrica basados en el aprovechamiento de Recursos Energé-
ticos Renovables (RER) para mejorar la calidad de vida de la po-
blación y proteger el medio ambiente [1].
Por otro lado, mediante Decreto Supremo Nº 050-2008-EM,
se aprobó el “Reglamento de Generación de Electricidad con
Energías Renovables”. Este Reglamento establece que los Siste-
mas Renovables de Generación Eléctrica deberán cumplir los
requerimientos técnicos de operación exigidos en los Procedi-
mientos del COES, [2, 3, 4, 5]. Además, el Reglamento indica que
el OSINERGMIN aprobará los procedimientos técnicos adicio-
nales para la conexión de instalaciones eólicas.
En consecuencia, el 15 de enero del 2010 se publicó en el diario
oficial “El Peruano” la resolución 02-2010-OS/CD en el que se
establece la inclusión de los “Requerimientos Técnicos de Co-
nexión de las Instalaciones Eólicas a SEIN” como Anexo A en el
Procedimiento Técnico Nº21 del COES: “Ingreso de Unidades de
Generación, Líneas y Subestaciones de Transmisión en el COES-
SINAC”, [6]
22
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
El sistema eléctrico nacional que presenta una configuración
fundamentalmente radial y aislada, y por tanto, exige de un
conjunto de rigurosos criterios técnicos de conexión para la
correcta integración de instalaciones eólicas al SEIN. El obje-
tivo de los criterios de conexión es garantizar la participación
del parque eólico en la operación y control del sistema eléc-
trico.
Entre los criterios técnicos de conexión de las instalaciones
eólicas destacan: el control de potencia activa y reactiva, el
control de potencia activa/frecuencia y de potencia reactiva/
tensión, la calidad de la energía eléctrica, los sistemas de pro-
tección de las instalaciones eólicas, los sistemas de comuni-
cación y control externo así como la respuesta transitoria de
las instalaciones eólicas ante la aparición de contingencias
severas (cortocircuitos bifásicos y trifásicos).
FUNDAMENTOS
En los siguientes apartados se describen las propuestas de
actualización de los criterios técnicos de conexión de las
instalaciones eólicas, establecidos en el Anexo A del Proce-
dimiento Técnico Nº 21 y que serán de cumplimiento obli-
gatorio para todas las instalaciones eólicas que se conecten
al SEIN.
CONTROL DE POTENCIA ACTIVA
Las instalaciones eólicas deberán tener capacidad de contro-
lar la potencia activa total producida en el punto de conexión
al SEIN. En función de la operación del sistema, y a solicitud
del COES, las instalaciones eólicas deberán ajustar la potencia
activa total producida a un valor de referencia exigido. Dicho
valor de referencia es el resultante del Despacho Económico
(programa diario o su reprogramación), que consigna las esti-
maciones de producción de parte de las instalaciones eólicas,
conforme a los Procedimientos Técnicos del COES.
El COES podrá establecer un valor distinto al resultante del
Despacho Económico, exclusivamente por razones de seguri-
dad debidamente justificadas. Por tanto, las instalaciones eó-
licas deberán disponer de los dispositivos de control necesa-
rios para responder a las solicitudes de ajuste de la potencia
activa total producida en todo el rango de potencias posibles
en función de la disponibilidad de la velocidad del viento.
Las instalaciones eólicas deberán tener la capacidad de limi-
tar el valor de las rampas de subida o bajada (no relaciona-
da con la disminución de la fuente de energía primaria) de
la potencia activa total producida. Dichas limitaciones a las
rampas deberán ser establecidas por el COES. Además, las
instalaciones eólicas deberán disponer de sistemas de control
que realicen un arranque y desconexión progresiva de las tur-
binas eólicas.
Adicionalmente, las instalaciones eólicas deberán disponer
de sistemas de medición y registro con capacidad de enviar al
COES las medidas correspondientes a las diferencias entre la
potencia activa total producible, de acuerdo a la velocidad del
viento disponible, y la potencia activa total producida, así como
las diferencias entre la potencia activa total producida y el valor
de referencia exigido de la potencia activa total establecido por
el COES.
El COES por motivos de seguridad y fiabilidad del sistema, se re-
serva el derecho de modificar los valores de control de potencia
activa especificados en el numeral 5 del Anexo A. Las instala-
ciones eólicas deberán ser informadas de las modificaciones de
los valores de referencia de control de potencia activa total pro-
ducida y de las rampas de subida/bajada con suficiente antela-
ción, al menos de 24 horas, para que puedan implementarlas en
sus correspondientes sistemas de control. Las modificaciones
de control de potencia solicitadas por el COES deberán ajustar-
se a las características técnicas de las turbinas eólicas.
Las exigencias de control de la potencia activa total producida
dentro de los rangos especificados son aplicables a valores de
frecuencia que oscilen entre 59,4 y 60,6 Hz. Para valores de fre-
cuencia diferentes a los anteriormente mencionados se deberá
cumplir lo establecido en el artículo 7 del Anexo A.
Los requisitos de control de potencia activa tanto en régimen
permanente como en condiciones de funcionamiento en emer-
gencia se especifican en los siguientes sub-apartados.
Ajuste de la Potencia Activa
Las instalaciones eólicas deberán tener la capacidad de ajus-
tar la potencia activa total producida al valor de referencia de
potencia activa total exigido, establecido por el COES, en un
tiempo máximo de 1 minuto, no obstante y siempre que esta
velocidad de respuesta afecte a la estabilidad del sistema, se
permitirá un retraso en tiempo con respecto al valor propuesto
que será definido por el COES.
El desvío máximo del valor de referencia de la potencia acti-
va exigido, establecido por el COES no deberá superar un ±5%
de la potencia total nominal registrada de la instalación eólica.
La instalación eólica deberá garantizar la exigencia de ajuste a
un valor de referencia determinado de la potencia activa total
producida para valores de potencia activa que oscilen entre el
20-100% de la potencia activa total nominal registrada de la
23
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
instalación eólica, siempre en función de la disponibilidad de
la velocidad del viento.
Si el control individual de las turbinas eólicas no es suficien-
te para ajustar la potencia activa total producida al valor de
referencia exigido entonces se procederá a la desconexión
controlada de las turbinas.
Control de Rampas de Potencia Activa
La instalación eólica deberá garantizar una capacidad de re-
ducción de la potencia activa total producida hasta un valor
inferior igual al 20% de la potencia activa total nominal re-
gistrada, limitada a una rampa de reducción ajustable en un
rango entre el 10-100% de la potencia activa total nominal
registrada por minuto.
Asimismo, la instalación eólica deberá garantizar una capa-
cidad de aumento de la potencia activa total producida limi-
tada a una rampa de aumento menor o igual al 10% de la
potencia activa total nominal registrada por minuto.
Control de Arranque y Desconexión
Las instalaciones eólicas deberán garantizar que las turbinas
no arranquen más de una vez en un periodo de tiempo máxi-
mo de 10 minutos. Además, deberán garantizar una rampa
máxima de arranque inferior al 10% de la potencia activa to-
tal nominal registrada por minuto.
Las instalaciones eólicas deberán garantizar que en régimen
de funcionamiento estable a velocidades superiores a 25 m/
seg, no se desconecten simultáneamente todas las turbinas.
La desconexión total de la instalación eólica se deberá co-
ordinar escalonadamente, de tal forma que se realice en un
periodo de tiempo no inferior a un minuto.
Control de Potencia Activa en Condiciones de Emergen-
cia
En condiciones de emergencia, el COES puede exigir una re-
ducción rápida de la potencia activa total producida. La insta-
lación eólica deberá garantizar la capacidad de control indi-
vidual de las turbinas que permita reducir la potencia activa
total producida desde un valor del 100% hasta un intervalo
de potencia entre el 10% y el 0% en un tiempo máximo de 3
segundos después de recibida la orden de reducción desde
el COES.
CONTROL DE POTENCIA REACTIVA
Las instalaciones eólicas deberán tener capacidad de contro-
lar la potencia reactiva inyectada o consumida en el punto de
conexión al SEIN, de acuerdo a los requerimientos técnicos es-
tablecidos en el Anexo A. El COES deberá establecer las necesi-
dades de absorción/inyección de potencia reactiva en función
del Programa Diario de Operación o su reprogramación.
La generación y consumo de potencia reactiva de la instalación
eólica estará sujeta a las consignas del COES. En función de la
operación del sistema, y a solicitud del COES, las instalaciones
eólicas deberán ajustar la potencia reactiva generada o consu-
mida a los valores exigidos dentro de los rangos especificados.
En relación a lo anteriormente indicado, la instalación eólica
deberá disponer de los dispositivos de control necesarios para
responder a las solicitudes de ajuste de la potencia reactiva en
un tiempo máximo de 30 segundos, en cualquier nivel de ge-
neración de potencia activa, no obstante y siempre que esta
velocidad de respuesta afecte a la estabilidad del sistema, se
permitirá un retraso en tiempo con respecto al valor propuesto
a definir por el COES. El desvío máximo sobre la potencia reac-
tiva de referencia establecida no deberá superar un ± 1% de la
potencia activa total nominal registrada de la instalación eólica.
El cumplimiento de las exigencias de potencia reactiva es res-
ponsabilidad exclusiva del titular de la instalación tanto cuando
la instalación eólica inyecta potencia activa como cuando no
genera potencia activa.
Si para cumplir con las exigencias de generación/absorción de
potencia reactiva, establecidas por el COES, es necesaria la ins-
talación de sistemas de regulación de potencia reactiva adicio-
nales, estos sistemas pueden ser estáticos o dinámicos. Asimis-
mo, no se permiten escalones de potencia reactiva superiores
al 2,5% de la de la potencia activa total nominal registrada de
la instalación eólica.
Los requisitos de generación o absorción de potencia reactiva
tanto en régimen normal de funcionamiento como en condi-
ciones anormales se especifican en los siguientes sub-aparta-
dos.
Potencia Reactiva en Régimen Permanente
En régimen permanente, las instalaciones eólicas deberán equi-
parse con sistemas de control de potencia reactiva que permi-
tan ajustar el factor de potencia en el punto de conexión al SEIN.
Las instalaciones eólicas deben tener capacidad para garanti-
zar los valores máximos de factor de potencia mostrados en la
figura 1 a diferentes niveles de generación de potencia activa. El
24
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
factor de potencia de 0,95 capacitivo (en adelanto) y de 0,95
inductivo (en retraso) deberá mantenerse para los niveles
de generación de potencia activa que varían entre el 20% y
100% de la potencia total nominal registrada de la instalación
eólica. Para valores de potencia activa total producida inferio-
res al 10% de la potencia activa total nominal, la instalación
eólica podría operar dentro del área sombreada de la figura 1.
Se entiende que cuando la potencia activa total producida
está por debajo del 10%, la instalación eólica puede traba-
jar con factor de potencia unidad. No obstante el COES po-
dría solicitar operar a la instalación eólica dentro del rango
de valores del factor de potencia, especificado por el área
sombreada, siempre que no se superen los límites de tensión
admisibles en el lado de baja tensión de las turbinas eólicas
o que el titular de la instalación eólica justifique la imposibi-
lidad técnica de cumplir con las exigencias especificadas. Por
otro lado, la generación/consumo de potencia reactiva con
potencia activa nula, sólo se podrá realizar a nivel de subesta-
ción transformadora.
La solicitud de control de la potencia reactiva, en régimen
permanente, en el punto de conexión al SEIN, establecida por
el COES, puede transmitirse en el Programa Diario de Opera-
ción o su reprogramación en el que se indique las consignas
de referencia de la potencia reactiva en diferentes periodos
del día así como la duración de los mismos o como lo prevea
el Procedimiento Técnico COES de Programación de la Ope-
ración de Corto Plazo.
Figura 1: Rango de operación del factor de potencia de la instalación
eólica en régimen permanente.
La exigencia de mantener la potencia reactiva de la instala-
ción eólica dentro de los rangos establecidos, es aplicable a
valores de tensión en el punto de conexión al SEIN que osci-
len entre 0,95 y 1,05 p.u.
Potencia Reactiva en Condiciones Anormales
En estado de emergencia, la tensión en el punto de conexión
al SEIN puede superar el rango inferior de 0,95 o superior de
1,05 p.u.
En condiciones de estado de emergencia, las instalaciones
eólicas deberán mantenerse conectadas para un valor máxi-
mo admisible de sobretensión de 1,1 p.u. y un valor máximo
admisible de subtensión de 0,9 p.u.
Para valores de tensión superiores a 1,1 p.u. e inferiores a 0,9
p.u. las instalaciones eólicas deberán desconectarse por medio
de un sistema de protección, bajo responsabilidad del titular
de la instalación eólica, cuyos valores de retardo deberán ser
establecidos por el COES.
En estado de emergencia, la instalación eólica deberá ser capaz
de maximizar el factor de potencia capacitivo (en adelanto) e
inductivo (en retraso) en el punto de conexión al SEIN.
En la figura 2, el área sombreada en rojo y azul, muestra el rango
de operación del factor de potencia en estado de emergencia
y en régimen permanente, respectivamente, que deberá garan-
tizar la instalación eólica en el punto de conexión al SEIN para
una potencia activa superior al 20% de la potencia activa total
nominal registrada. Estas condiciones son aplicables para valo-
res de frecuencia que oscilen entre 50,4 y 60,6 Hz.
Figura 2: Rango de operación del factor de potencia de la instalación
eólica en estado de emergencia.
CONTROL DE POTENCIA ACTIVA/FRECUENCIA
Las instalaciones eólicas operan a una frecuencia nominal igual
a 60 Hz. No obstante, se les permitirá operar en un rango entre
los 57,0 Hz y 62,0 Hz, con los siguientes tiempos máximos de
operación:
• Entre59,4Hzy60,6Hz,deberáoperardeformacontinua,
sin que se vea afectada la potencia activa total producida.
• Entre59,4Hzy58,4Hz,yentre60,6Hzy61,6Hz,deberá
mantenerse conectada un tiempo no superior a 60 minu-
tos ni inferior a 30 minutos.
25
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
• Entre58,4Hzy57,8Hz,yentre61,6Hzy62,0Hz,deberá
mantenerse conectada un tiempo no superior a 30 se-
gundos.
• Entre 57,8 y 57,0 Hz, deberá mantenerse conectada un
tiempo no superior a 10 segundos.
• Si la frecuencia es inferior a 57,0 Hz o superior a 62,0 Hz,
deberá desconectarse en un tiempo no superior a 300 ms.
En la figura 3, se muestra el tiempo máximo de operación
de las instalaciones eólicas en función de las variaciones de
la frecuencia del sistema y de la tensión en el punto de co-
nexión, según lo establecido anteriormente. Se observa que
para el intervalo de frecuencia entre 58,4 y 59,4 Hz y una
tensión en el punto de conexión inferior a 95% o superior a
105% a la tensión nominal, la desconexión de la instalación
se iniciará en un tiempo no inferior a 3 minutos.
El proceso de desconexión de la instalación eólica consistirá
en la reducción de la potencia activa total producida en esca-
lones de 25%Pnom. Así en 1,5 segundos se deberá reducir la
potencia activa total producida hasta un 75%Pnom; hasta un
50%Pnom en 2 segundos; hasta un 25%Pnom en 2,5 segun-
dos, La desconexión de la instalación eólica se deberá realizar
en 3 segundos.
Figura 3: Tiempo máxima de operación de la instalación eólica ante
variaciones de frecuencia y tensión.
La instalación eólica deberá permanecer conectada ante va-
riaciones de frecuencia de hasta ±2 Hz por segundo, referida
a la frecuencia nominal. No se permitirá la conexión de insta-
laciones eólicas mientras la frecuencia sea superior a 60,6 Hz.
El titular de la instalación eólica deberá adoptar las medidas
de diseño y/o control necesarias para que ante aumentos y
reducciones de la frecuencia en los rangos anteriormente de-
finidos. La instalación eólica deberá operar con los tiempos
máximos especificados e iniciar el proceso de desconexión
sin sufrir daños.
Asimismo, la instalación eólica deberá disponer de los sistemas
de control necesarios para producir aumentos (siempre que la
velocidad del viento lo permita, por ejemplo, incremento de la
velocidad del viento que coincide con reducción de la frecuen-
cia) o reducciones de la potencia activa total producida propor-
cionales al desvío de la frecuencia.
En la figura 4, se muestra que para una frecuencia superior a
60,6 Hz, deberá ser capaz de reducir linealmente la potencia
activa total producida hasta alcanzar un valor igual al 80% y al
40% de la potencia activa total nominal registrada a una fre-
cuencia de 61,6 Hz y 62,0 Hz, respectivamente.
Figura 4: Control de la potencia activa total producida por la instalación
eólica ante variaciones de frecuencia.
Si durante el proceso de reducción de la potencia activa total
producida, ocurre una reducción de la frecuencia, la instalación
eólica deberá ser capaz de incrementar la potencia activa total
producida con una rampa de aumento menor o igual al 10% de
la potencia activa total nominal registrada por minuto, siempre
en función de la disponibilidad de la velocidad del viento y de
la variación de la reducción de la frecuencia.
En la figura 4, se muestra que para una reducción de frecuencia
entre 59,4 Hz y 57,0 Hz, la instalación eólica deberá ser capaz
incrementar linealmente la potencia activa total producida en-
tre un valor del 95% al 100% de la potencia activa total nominal
registrada, siempre en función de la disponibilidad de la veloci-
dad del viento y de la variación del incremento de la frecuencia.
En situaciones excepcionales, y a solicitud del COES, las insta-
laciones eólicas deberán ser capaces de operar de forma in-
tencionada por debajo de su potencia activa total producible
y disponer de reserva secundaria en caso de reducción de la
frecuencia.
La instalación eólica deberá de ser capaz de recibir en tiempo
real del COES consignas de referencia de potencia activa en re-
serva a subir ó a bajar y reenviar al COES las medidas de reser-
vas reales disponibles en cada solicitud.
26
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
El COES puede modificar las rampas de aumento/reducción
de la potencia activa total producida, en función de la evo-
lución de las necesidades de operación y control del sistema
eléctrico ante una alta penetración de energía eólica o en si-
tuaciones de condiciones de emergencia.
Las consignas de referencia deben ser implementadas por la
instalación eólica en un periodo máximo de 1 minuto des-
pués de recibir la señal apropiada del COES.
CONTROL DE POTENCIA REACTIVA/TENSIÓN
El sistema de control de tensión de la instalación eólica de-
berá permitir el ajuste de la tensión en el punto de conexión
al SEIN en correspondencia al valor de referencia establecido
por el COES. El sistema de control de tensión se apoya en el
sistema de control de potencia reactiva, es decir, en la capa-
cidad del parque de modificar su inyección o consumo de
potencia reactiva, según lo especificado en el Artículo 6° del
Anexo A.
Las instalaciones eólicas deberán mantenerse conectadas
ante variaciones de la tensión en un rango de ± 10% de la
tensión nominal.
Asimismo, deberán disponer de un sistema de control de ten-
sión con una respuesta similar a un regulador automático de
tensión. El sistema de control de la instalación eólica deberá
permitir el ajuste de la tensión a un valor de referencia esta-
blecido por del COES. El sistema de control de tensión deberá
actuar continuamente para regular la tensión ajustando el
valor de la potencia reactiva dentro de los rangos especifica-
dos en el Artículo 6° del Anexo A.
Si para cumplir con las exigencias de control de tensión, esta-
blecidas por el COES, es necesaria la instalación de sistemas
de regulación de potencia reactiva adicionales, estos siste-
mas pueden ser estáticos o dinámicos y formarán parte del
sistema de control de tensión de la instalación eólica.
Control de Tensión en el Punto de Conexión al SEIN
La instalación eólica deberá disponer de los equipos nece-
sarios para realizar un control de la tensión en punto de co-
nexión al SEIN a un valor de referencia de tensión estableci-
do por el COES. El sistema de control de la instalación eólica
debe cumplir con los siguientes requisitos:
• Laimplementacióntécnicadelsistemadecontroldebe
comportarse en su conjunto como un control proporcio-
nal al error (desvío por unidad de la tensión respecto de
la referencia de tensión) de acuerdo al siguiente esquema
de bloques simplificado de control de tensión en régimen
permanente:
Figura 5: Diagrama de bloques orientativo del sistema de control de
tensión de una instalación eólica.
Donde Vc es el valor de referencia de la tensión eficaz, V es la
tensión eficaz en el punto de conexión. La constante K repre-
senta la ganancia proporcional y T representa a la constante de
tiempo. La corriente reactiva en p.u., que se entrega al SEIN en
base a la corriente aparente nominal es Ir, estando esta inten-
sidad, limitada tanto superior como inferiormente, en función
de la tensión V.
• Lacapacidaddeabsorción/inyeccióndepotenciareactiva
de la instalación eólica será proporcional a un intervalo si-
métrico de tensión alrededor de la tensión nominal (± ΔV=
±5%).
• Lacapacidadmínimadeabsorción/inyeccióndepotencia
reactiva deberá mantenerse mientras la instalación eólica
esté acoplada y entregando un valor de potencia activa
superior al 20% de la potencia nominal registrada de la
instalación. Para un valor inferior a esa potencia activa, la
capacidad mínima de absorción e inyección de potencia
reactiva podrá decrecer linealmente hasta el punto de po-
tencia reactiva nula con potencia activa nula.
• Fueradelrangodetensiones1-ΔV≤ V ≤ 1+ΔV el sistema de
control de la instalación eólica mantendrá la acción de
control dentro de los márgenes de inyección/absorción de
potencia reactiva que la producción de potencia activa lo
permita.
• La velocidad de respuesta en potencia reactiva del regu-
lador de tensión de régimen permanente será tal que la
actuación del mismo deberá haberse completado antes
de 30 segundos. No obstante, se permite que la velocidad
de respuesta del sistema de control de tensión en potencia
27
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
reactiva se realice en función de un porcentaje de la po-
tencia activa, Q=(20%Pnom)/min, siempre que exista pe-
ligro de disparo de protecciones por picos de intensidad
o variaciones rápidas de tensión.
• El error en régimen permanente de la tensión será tal
que la tensión en el punto de conexión a red se man-
tenga dentro de la banda de variación admisible que el
COES establece para la referencia de tensión, mientras el
sistema de control no esté saturado en los límites de in-
yección/absorción de potencia reactiva.
Adicionalmente, la instalación eólica deberá ser capaz de
realizar la función de control a un valor de referencia de la
potencia reactiva o del factor de potencia con la misma ve-
locidad de respuesta que en la función de control a un valor
de referencia de tensión. La función de control concreta será
indicada por el COES en función de las condiciones de ope-
ración del SEIN.
La instalación eólica deberá ajustar la potencia activa total
producida a la potencia activa total programada mientras el
recurso primario lo permita y esté en funcionamiento el siste-
ma de control de régimen permanente, independientemente
de que la función de control sea a un valor de referencia de
tensión, de potencia reactiva o de factor de potencia.
La función de control del valor de referencia de tensión, de
la potencia reactiva o del factor de potencia en el régimen
permanente cederá sus funciones durante los regímenes
transitorios ante severas perturbaciones al equipo regulador
de tensión del régimen transitorio.
Transformadores de Regulación en Carga
La instalación eólica debe disponer de un transformador con
regulación bajo carga que permita adecuar la tensión de la
red de media tensión a la tensión del punto de conexión al
SEIN. El mencionado transformador deberá permitir ajustar
la tensión en el lado de media tensión a un valor de 1,0 p.u.
ante las variaciones de la tensión en el punto de conexión
al SEIN. Sin embargo, el transformador con regulación bajo
carga no puede ajustar las variaciones de tensión que apa-
recen durante una perturbación severa, por lo que después
de la perturbación, la tensión en el lado de media tensión del
transformador puede causar la desconexión generalizada de
las turbinas eólicas.
CONTINUIDAD DE SUMINISTRO ANTE CONTINGENCIAS SEVERAS
En el presente apartado se establecen los requisitos mínimos
que han de cumplir las protecciones de las instalaciones eóli-
cas a efectos de garantizar la continuidad de suministro frente
a huecos de tensión.
Las instalaciones eólicas deberán garantizar que ante a huecos
de tensión se cumpla que:
• Lossistemasdeprotecciónnoladesconectancomocon-
secuencia de la aparición de huecos de tensión en el punto
de conexión asociados a cortocircuitos despejados según
la curva tensión-tiempo indicada en el numeral 9.1 del
Anexo A.
• Losconsumosdepotenciayenergía(activayreactiva)en
el punto de conexión, durante la duración del hueco de
tensión y el período de recuperación posterior al despeje
de una falta equilibrada o desequilibrada, se deberán en-
contrar dentro de los límites establecidos en la tabla 1 y 2,
respectivamente, del numeral 9.3 del Anexo A.
Perfil de Huecos de Tensión
La instalación eólica y todos sus componentes adicionales
deberán ser capaces de soportar, sin desconectarse, cualquier
perturbación severa transitoria en la tensión (en módulo y/o en
ángulo) en el punto de conexión, causados por cortocircuitos o
por cualquier causa de otra naturaleza sin presencia de faltas,
con los perfiles de magnitud y duración del hueco de tensión
de la figura 6.
Por tanto, no se deberá producir la desconexión de la instala-
ción eólica ni en la parte superior a la envolvente dibujada por
la línea roja (continua y discontinua) ni en la parte inferior di-
bujada por la línea verde continua de la figura 6. La línea roja
(continua y discontinua) representa los valores de la tensión de
fase a tierra en p.u. de las fases afectadas por una falla, en caso
de cortocircuitos trifásicos, bifásicos a tierra y monofásicos, para
los cuales la instalación eólica conectada.
Figura 6: Curva de tensión-tiempo admisible por fase en el punto de
conexión al SEIN.
28
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
Los perfiles y duración del hueco de tensión, establecidos en
la figura 6, están relacionados con la instalación de una po-
tencia eólica inferior al 5% de la potencia de cortocircuito en
el punto de conexión. De la figura 6, se deduce que la instala-
ción eólica deberá soportar en el punto de conexión:
• Cortocircuitos trifásicosconunaprofundidaddehueco
de tensión de 0% y una duración de 150 milisegundos,
línea roja continua de la figura 6.
• Cortocircuitostrifásicosconunaprofundidaddelhueco
de tensión de 20% y una duración de 650 milisegundos,
línea roja discontinua de la figura 6.
• Cortocircuitosbifásicosdeconunaprofundidaddehue-
co de 50% y una duración de 650 milisegundos, línea azul
continua de la figura 6.
Una vez despejada la falta, la tensión en el punto de conexión
se deberá recuperar al 85% de su valor nominal en un tiempo
máximo de 3 segundos desde el inicio de la falta. Si la tensión
se recupera al valor de 85% en el tiempo indicado, pero se
mantiene por debajo del 90% durante un tiempo superior a 3
minutos se iniciará la desconexión de la instalación.
El proceso de desconexión de la instalación eólica consistirá
en la reducción de la potencia activa total producida en esca-
lones de 25%Pnom, de tal forma que se alcance un 75%Pnom
en 1,5 segundos; 50%Pnom en 2 segundos, 25%Pnom en 2,5
segundos, la desconexión de la instalación eólica se deberá
realizar en 3 segundos.
La reconexión de la instalación eólica se realizará cuando la
tensión en el punto de conexión supere el valor de 95% y con
una rampa del 10% de la potencia total nominal registrada
por minuto.
Además, la instalación eólica y todos sus componentes adi-
cionales deberán permanecer conectados ante sobretensio-
nes en una o en todas sus fases cuya tensión eficaz a tierra en
el punto de conexión alcance un 1,15 p.u. durante 250 ms ó
una sobretensión permanente de 1,1 p.u.
La instalación eólica deberá garantizar una recuperación
escalonada de la potencia activa para evitar oscilaciones de
tensión y sobretensiones una vez despejada la falla.
La rampa de recuperación de potencia activa deberá entrar
en acción cuando la tensión en el punto de conexión alcance
el 85% de su valor anterior a la falta y alcanzar en menos de
tres segundos al menos el 90% de la potencia activa total pro-
ducible con un gradiente mínimo del 30% de la potencia activa
total nominal registrada por segundo.
Las instalaciones eólicas deberán equiparse con dispositivos
de protección de tensión por fase cuyas magnitudes de ajuste
se adapten a las exigencias descritas en este numeral.
tEl cumplimiento de las exigencias de continuidad de suminis-
tro ante huecos de tensión es responsabilidad exclusiva del ti-
tular de la instalación. El titular de la instalación deberá adoptar
las medidas de diseño y/o control necesarias para que la misma
cumpla con los criterios técnicos establecidos ante huecos de
tensión.
El cumplimiento del comportamiento exigido durante corto-
circuitos deberá ser evaluado y verificado por laboratorios
acreditados o entidades acreditadas. El COES se reserva el de-
recho de proponer modificaciones en la respuesta transitoria
de la instalación eólica para mantener la continuidad de sumi-
nistro ante huecos de tensión y las instalaciones eólicas debe-
rán adaptarse a esas exigencias.
Durante la duración del hueco de tensión, la instalación eóli-
ca debe garantizar que no se consuma potencia reactiva. Las
excepciones puntuales de consumo de potencia reactiva son
especificadas en el numeral 9.3 del Anexo A.
Inyección de Corriente durante el Hueco de Tensión
La aportación de intensidad reactiva por parte de la instalación
en el punto de conexión, durante el hueco de tensión, se debe-
rá efectuar de tal forma que el punto de funcionamiento sea
ajustado por un sistema de control automático de tensión con
un principio de funcionamiento similar al sistema de control
de tensión de los generadores síncronos convencionales cum-
pliendo los siguientes requisitos:
• Elsistemadecontroldebeiniciarinmediatamentesufun-
cionamiento en el momento en que la tensión eficaz en el
punto de conexión se reduce por debajo del valor de 0,85
p.u., como se especifica en la figura 7, donde se presenta
la curva de intensidad reactiva admisible frente al perfil del
hueco de tensión en valores por unidad, en el punto de co-
nexión.
• En el rango de tensión entre 0,85 p.u y 0,5 p.u., la inyec-
ción de intensidad reactiva se deberá realizar de tal forma
que se localice de la zona gris de la figura 7. La inyección
de intensidad reactiva en el rango de tensión indicado se
efectuará de tal forma que la intensidad reactiva aportada
por la instalación alcance al menos el 90% de la intensidad
29
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
nominal entre los 50 y 150 milisegundos desde la detec-
ción de la falla o desde el despeje de la falta.
Figura 7: Curva de intensidad reactiva Ir – tensión en el punto de
conexión al SEIN.
• Enelrangodetensiónentre0,85p.uy0,5p.u.,lainyec-
ción de intensidad reactiva se deberá aproximar a una
pendiente de inyección de intensidad reactiva/tensión
predeterminada, línea verde de la figura 7. Para el hueco
de tensión definido se establece una pendiente de in-
yección de intensidad igual a 2%Ireactiva por 1%Vnom.
• Parauncortocircuitotrifásicocontensióninferioral20%,
en el periodo correspondiente a esa profundidad de
hueco, se permite que la inyección de intensidad aparen-
te sea igual a cero, línea roja punteada de la figura 7.
• Durante losprimeros150milisegundos inmediatamen-
te posteriores al despeje de la falta, el consumo neto de
intensidad reactiva de la instalación, en cada ciclo, no
deberá ser superior a 1,5 veces la intensidad correspon-
diente a su potencia nominal registrada.
• La maximización de intensidad reactiva deberá conti-
nuar al menos hasta que la recuperación de la tensión
alcance niveles de operación en régimen normal.
• Paralosvaloresdetensionesenelrango0,9≤ V ≤ 1,0 p.u.
la corriente reactiva inyectada/absorbida Ir responderá a
lo establecido en el control de potencia reactiva, relacio-
nado con la operación en régimen permanente.
Consumos de Potencia/Energía Activa y Reactiva
En relación a los consumos puntuales de energía y potencia
(activa y reactiva) durante el hueco de tensión y el período
inmediatamente posterior al despeje de la falta, se definen tres
zonas claramente diferenciadas.
La zona A correspondería a los primeros 150 ms después del
inicio del hueco de tensión, la zona B se define como el perio-
do desde los 150 ms hasta los 650 ms de duración del hueco
mientras que la zona C corresponde a los 150 ms inmediata-
mente posteriores al despeje de la falla. En la figura 8, se mues-
tra de forma esquemática las zonas diferenciadas de un hueco
de tensión y los límites establecidos de consumos de energía
y potencia (activa y reactiva) e intensidad reactiva de una ins-
talación eólica ante un hueco bifásico y trifásico. En el caso del
cortocircuito trifásico con una duración del hueco de tensión
de 150 ms, no existe zona B.
La instalación eólica no podrá consumir potencia activa ni po-
tencia reactiva durante el periodo de duración del hueco de
tensión y el periodo de recuperación de tensión hasta un valor
de 0,85 p.u.
No obstante lo indicado en el párrafo anterior se admiten con-
sumos puntuales de potencia activa y reactiva durante los 150
ms inmediatamente posteriores al inicio del hueco de tensión
y los 150 ms inmediatamente posteriores al despeje de la falla.
Los consumos puntuales de potencia activa y reactiva son di-
ferentes en el caso de cortocircuitos trifásicos o bifásicos. Los
consumos puntuales de potencia/energía (activa y reactiva)
tanto para cortocircuitos trifásicos y bifásicos se definen en los
numerales 9.3.1 y 9.3.2, respectivamente del Anexo A.
Figura 8: Zonas diferenciadas del hueco de tensión para los límites de
consumo de energía/potencia activa y reactiva.
El estudio de la respuesta transitoria de un parque eólico de
velocidad variable consiste en realizar los siguientes estudios:
• FaltasEquilibradas
Se admiten consumos puntuales de potencia reactiva du-
rante los 150 ms inmediatamente posteriores al inicio de la
30
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
falla y los 150 ms inmediatamente posteriores al despeje
de la misma.
Los consumos de energía y potencia (activa y reactiva) ad-
misibles para una instalación eólica durante un corto-
circuito equilibrado se presentan de forma esquemática
en la tabla 1.
• FaltasDesequilibradas
Al igual que en el caso de las faltas equilibradas, se admi-
ten consumos puntuales de potencia reactiva durante los
150 ms inmediatamente posteriores al inicio de la falta y
los 150 ms inmediatamente posteriores al despeje de la
misma.
Tabla 1: Consumo de energía y potencia (activa y reactiva) ante una
falta equilibrada.
Los consumos de energía y potencia (activa y reactiva) admi
sibles para una instalación eólica durante un cortocircuito
desequilibrado se presentan de forma esquemática en la ta-
bla 2.
Tabla 2: Consumo de energía y potencia (activa y reactiva) ante una
falta desequilibrada.
Sistema de Registro de Contingencias
La instalación eólica deberá contar con sistemas de registro de
contingencias. Estos dispositivos deben tener la capacidad de
almacenar en memoria la información más relevante de una
falta con suficiente velocidad de respuesta, por lo que debe
contar con la función de medición sincronizada de fasores. Los
lugares idóneos para la instalación de estos dispositivos de
medición son el transformador de potencia de la subestación
transformadora y la línea de transmisión de evacuación de la
instalación eólica.
CONCLUSIONES
En el presente artículo, se presenta de manera resumida los
criterios técnicos de conexión de las instalaciones eólicas al sis-
tema eléctrico peruano. Los criterios técnicos propuestos prio-
rizan la seguridad del sistema eléctrico dada la configuración
altamente radial y poco mallada del SEIN.
Los criterios técnicos de conexión establecidos para las insta-
laciones eólicas que se construirán en el Perú son obligatorios
y están orientados fundamentalmente a que las turbinas eó-
licas a ser instaladas tengan la capacidad de regular potencia
activa y reactiva y la capacidad de mantener la continuidad de
suministro ante huecos de tensión y a preservar la seguridad
de suministro en el SEIN.
Los parámetros y factores establecidos como requerimientos
técnicos corresponden a valores que recogen la experiencia
internacional comparada y actualizada; asimismo, dichos pará-
metros y factores podrían ser revisados una vez que se tenga
experiencia en la operación de las instalaciones eólicas en el
País.
REFERENCIAS
[1] DecretoLegislativoNº1002:Promociónde la Inversión
para la Generación de Electricidad con el Uso de Energías
Renovables, mayo 2008.
[2] DecretoSupremoNº050-2008-EM:ReglamentodelaGe-
neración de Electricidad con Energías Renovables, octu-
bre 2008.
[3] DecretoSupremoNº027-2008-EM:ReglamentodelCo-
mité de Operación Económica del Sistema, mayo 2008.
[4] LeyNº28832,LeyparaAsegurarelDesarrolloEficientede
la Generación Eléctrica, julio 2006.
31
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
RÍOS, Alberto. “Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN”
[5] Resolución de Consejo Directivo Nº 049-99-EM/DGE:
Norma Técnica para la Coordinación de la Operación
en Tiempo Real de los Sistemas Interconectados.
[6] Resolución Directoral Nº 002-2010-OS/CD del 15 de
Enero de 2010. “Modificación del Procedimiento Téc-
nico del COES Nº 21 ‘Ingreso de Unidades de Gene-
ración, Líneas y Subestaciones de Transmisión en el
COES-SINAC’ y Anexo A: ‘Requerimientos Técnicos de
Conexión de las Instalaciones Eólicas al SEIN’”.
ACERCA DEL AUTOR
Alberto Ríos Villacorta. Ingeniero Eléctrico en la especialidad
de Sistemas y Redes Eléctricas por el Instituto Politécnico de
Bielorrusia en el año 1993. Máster en Energías Renovables
por la Universidad Europea de Madrid en el año 2004. Doctor
Ingeniero Industrial por la Universidad Carlos III de Madrid en
el año 2007. Director Técnico de Energy to Quality, Laborato-
rio de Ensayos de Turbinas Eólicas y Simulaciones de Parques
Eólicos, entre 2005 y 2006. Director del Máster Oficial en Ener-
gías Renovables de la Universidad Europea de Madrid entre
2007 y 2011. Sus áreas de interés son el modelado dinámico
de sistemas de generación eléctrica y los estudios de integra-
ción de sistemas renovables.
Original recibido: 05 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 27 de abril de 2012
33
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
Mario Surco, Tecsup
Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales
Attack Mitigation “Man in the Middle” in Local Networks
Resumen
En este artículo se analiza el ataque y mitigación de un méto-
do de hackeo conocido como “Hombre en el medio”.Este tipo
de ataque es común en las redes informáticas de área local
(LAN), puede ser desencadenado tanto por personal interno
o externo de una organización, de forma accidental o inten-
cional. El hacker puede conseguir con este tipo de ataque
redireccionar todo el trafico del cliente al atacante, logrando
así obtener información confidencial o modificar las comuni-
caciones que realiza el cliente.
En la parte final se describe algunos métodos para prevenir
este tipo de ataques, desde el punto de vista de la gestión de
la seguridad o también a través de equipamiento.
Abstract
This paper analyzes the attack and mitigation of a hacking
method named “Man in the middle”. This type of attack is com-
mon in local area networks, it can be triggered by internal or
external people of a organization, accidentally or intentional.
The hacker can be achieved with this type of attack redirect
all the traffic from the client to the attacker, thus achieving
obtain confidential information or modify communications
that make the client.
At the end of the paper is describing some methods to pre-
vent this type of attack under security management and
equipment perpespective.
Palabras clave
Seguridad, LAN, ARP, CISCO, Spoofing, Switch, Ataque Hombre
en el Medio
Key words
Security, LAN, ARP, CISCO, Spoofing, Switch, Man in the Middle
INTRODUCCIÓN
La seguridad informática es un tema de vital importancia para
las empresas de cualquier sector, por ello, éstas invierten en
software y hardware para asegurar que la información que en-
tra y sale de una red corporativa este a buen recaudo.
La solución a este problema, es trabajar con los usuarios finales
y con los dispositivos de comunicación de la red interna.
En este trabajo se revisa brevemente la norma peruana NTP-
ISO/IEC 17799:2007 que establece la metodología para la se-
guridad física y la organización que se debe de realizar en la
institución para asegurar la red interna. También se analizará el
método de ataque “Hombre en el Medio” (Man-In-The-Middle)
de tipo ARP Spoofing y se explicará cómo contrarrestarlo utili-
zando dispositivos de comunicación.
FUNDAMENTOS
En la actualidad las empresas necesitan estar conectadas a
Internet para poder publicar y consumir servicios de la Web,
34
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
SURCO, Mario. Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales
normalmente nos preocupamos de asegurar el acceso desde
la red pública hacia los servicios y usuarios de la red interna
pero dejamos de lado la seguridad y protección dentro de la
misma.
¿Qué puede ocurrir en la red interna?
La red interna es el punto más susceptible en las empresas,
ya que no se puede determinar el comportamiento del usua-
rio. El usuario final puede reaccionar ante diferentes emocio-
nes pudiendo comprometer la seguridad de la red; algunas
catalogaciones utilizadas en la red para denominar a estos
usuarios son:
• ElusuarioLammer,
Son usuarios con pocos conocimientos de informática,
que podrían hackear a otros usuarios al probar cualquier
software descargado de internet.
• ElusuarioSCRIPTKIDDIE
Son simples usuarios de la red, sin conocimientos de
hack o crack pero con afición a estos temas; se dedican a
recopilar información de la red y buscar programas que
luego los ejecutan, infectando en muchos casos con virus
a los equipos.
• Elusuariocomún(losmásdifícilesdecontrolar)
Muchos usuarios de forma ingenua saturan el ancho de
banda de la red interna y el acceso a internet, esto lo con-
siguen al escuchar música y reproducir videos musica-
les desde sitios Web, descargando software innecesario,
estando interconectado con otros usuarios de la misma
empresa a través de software de mensajería instantánea,
al tener presencia activa en las redes sociales, reenviando
cadenas de correo electrónico, etc.
• Elusuariohacker
Experto en redes y seguridad que accede a sistemas a los
que no tiene autorización, sin ánimo de causar daño, ge-
neralmente para aprender más y superarse a sí mismo.
Están orientados a la seguridad informática, programa-
ción y diseño de sistemas.
• Elusuariocracker
Este es un usuario con conocimientos avanzados de in-
formática, que mediante ingeniería inversa realiza seriales,
keygens y cracks; los cuales sirven para modificar el com-
portamiento o ampliar la funcionalidad del software o
hardware original. Otro grupo de ellos, se dedica a violar
la seguridad en sistemas informáticos de forma similar a
como lo haría un hacker; con la diferencia que el cracker lo
realiza con fines de beneficio personal o para hacer daño.
Una forma de controlar a estos usuarios es monitoreando
y restringiendo sus acciones, o también concientizando al
usuario de las consecuencias de sus acciones.
¿Qué problemas podrían causar los diferentes tipos de usuarios?
La gran parte de los problemas son ocasionados al área de sis-
tema y a los usuarios en general, entre los problemas más usua-
les podemos encontrar:
• Consumoinnecesariodelosrecursosdeláreadesistemas
• Comprometen la seguridad de la información de la empresa
• Consumoinnecesariodelanchodebandadelared
• Saturacióndelosserviciosderedenlaempresa
¿Cómo se puede asegurar la red inter-na?
La respuesta es simple, concientizando al usuario y con inver-
sión en equipos de comunicación.
El primer paso para asegurar la red, es comprometer formal-
mente a la gerencia, una alternativa para realizar esta tarea es
siguiendo las recomendaciones de la norma técnica peruana
NTP-ISO/IEC 17799 [2], que indica:
“La gerencia debería establecer de forma clara las líneas de la polí-
tica de actuación y manifestar su apoyo y compromiso a la seguri-
dad de la información, publicando y manteniendo una política de
seguridad en toda la organización”.
Estas políticas, según NTP-ISO/IEC 17799, establecen imple-
mentar un comité de seguridad conformado por el encargado
de sistemas, encargados de las distintas áreas y la gerencia. Este
comité deberá establecer, velar por el cumpliendo y actualizar
las normas según los nuevos requerimientos.
Otro de los puntos que recomienda la norma, es realizar capa-
citaciones periódicas de seguridad informática a los usuarios
35
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
SURCO, Mario. Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales
finales, con el fin de concientizarlos en las buenas prácticas
para desarrollar un trabajo seguro.
Con respecto a la inversión en equipos de comunicación, la
empresa debe de utilizar como base la pirámide tecnológica
(ver figura 1).
Figura 1: Pirámide Tecnológica
Fuente: Elaboración propia
Esta pirámide indica, cuando se logra una robusta base en
la capa de comunicaciones podremos obtener mayor esta-
bilidad en las capas superiores. Por ello, se debe realizar una
mayor inversión en la capa de comunicaciones porque solo
así se podrá estabilizar la red.
Los dispositivos más importantes que trabajan en la red in-
terna son los APs y los switch de capa 2 y 3. Para disponer
los equipos de comunicación, CISCO recomienda utilizar el
modelo ECNM (Enterprise Composite Network Model), es un
modelo jerárquico, que divide la red en áreas física, lógica y
funcional. [3]
¿Cómo atacar a la red interna?
Una de las mayores amenazas de las redes informáticas, es un
equipo intruso haciéndose pasar por un equipo de confianza.
Una vez que el intruso logre ingresar a la red, puede realizar
varias acciones que perjudique a los usuarios y sobre todo a
la empresa. Por ejemplo, puede interceptar y registrar el tra-
fico destinado a los servicios de red o puede esperar a que los
clientes empiecen a enviar información confidencial.
Suplantar un cliente de red tiene consecuencias especial-
mente graves en las redes IP, ya que abre otras posibilidades
de ataque. Una de las técnicas de suplantación de host en
una red IP es a través de ARP Spoofing (Protocolo de Resolu-
ción de Direcciones). ARP Spoofing solo se limita a los seg-
mentos de red de área local.
Cuando un datagrama IP se envía desde un host a otro en
el mismo segmento físico, la dirección IP del host de destino
debe traducirse en una dirección MAC. Esta es la dirección de
hardware de la tarjeta Ethernet que está conectado físicamente
a la red. Para ubicar al host de destino se utiliza el protocolo de
resolución de direcciones (ARP), ver figura 2.
Figura 2: Proceso de consulta ARP
Fuente: Elaboración propia
Cuando un host tiene que conocer la dirección Ethernet de otro
host, envía una trama de broadcast, similar a la siguiente.
01:20:14.833350 arp who-has
192.168.50.1 tell 192.168.50.11
Figura 3: Request ARP
Fuente: ebook Network Security Hacks
Dado que este requerimiento es enviado a la dirección broad-
cast, todos los dispositivos Ethernet en el segmento local deben
de recibir la solicitud. La maquina que coincide con la solicitud,
responderá enviado un response ARP, igual a la figura 4:
01:20:14.833421 arp reply 192.168.50.1
is-at 0:0:d1:1f:3f:f1
Figura 4: Response ARP
Fuente: ebook Network Security Hacks
Dado que el request ARP ya contiene la dirección MAC del remi-
tente en el frame Ethernet, el receptor puede enviar su respues-
ta sin hacer una nueva petición ARP y la tabla CAM del Switch
es actualizada automáticamente.
El mayor problema del protocolo ARP es que no implementa
estado, esto significa que no hace un seguimiento de las res-
puestas a las solicitudes que se envían, por lo que acepta las
respuestas sin haber enviado una solicitud.
El atacante podría recibir el tráfico destinado a otro host, en-
viando paquetes response ARP a la dirección IP de la víctima
con la dirección MAC del atacante, como lo muestra la figura 5.
36
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
SURCO, Mario. Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales
La maquina que recibe estos paquetes no puede distinguir-
los de los legítimos response ARP y comenzara a enviar los
paquetes a la dirección MAC del atacante.
Figura 5: Proceso ARP Spoofing
Fuente: Elaboración propia
Coordinar
Otro problema de este protocolo, son las tablas ARP que se
generan en los host y el switch, ya que solo utilizan la última
respuesta.
Si el atacante inunda a un host con este tipo de respuestas
ARP, puede consigue sobre escribir las direcciones legítimas,
este tipo de ataque se conoce como ARP Spoofing.
Entre los ataques más peligrosos y difíciles de controlar, están
los generados a través de ARP Spoofing, este tipo de técnica
puede ser utilizada para generar otros ataques como:
• CAMTableOverflow: Los switchs guardan las asociacio-
nes MAC-Puerto e información de VLAN a medida que
las aprenden en una tabla llamada CAM, al saturar esta
tabla el switch envía los paquetes a todos los puertos del
dispositivo; después de concretarse este tipo de ataque,
el Switch se comporta como un HUB para cualquier MAC
que no haya aprendido.
• SwitchPortStealing:El atacante consigue que todas las
tramas dirigidas hacia otro puerto del switch lleguen al
puerto del atacante para luego re-enviarlos hacia su des-
tinatario. De esta forma el atacante puede monitorear el
tráfico que viaja desde el remitente hacia el destinatario.
• Secuestro(Hijacking): El atacante logra redirigir el flujo
de tramas entre dos dispositivos hacia su equipo.
• Denialofservice(DoS):El atacante puede hacer que un
equipo crítico de la red tenga una dirección MAC inexis-
tente.
• ManintheMiddle: El atacante logra que todas las tra-
mas que intercambia las victimas pasen primero por su
equipo.
Metodología
Para esta prueba se implemento la siguiente topología:
Figura 6: Diagrama de red
Fuente: Elaboración propia
El diagrama anterior muestra una conexión típica de un usuario
a Internet, la conexión se realiza a través del Switch de capa 3.
La puerta de enlace del usuario esta direccionada a la interfaz
fastethernet del router.
El tipo de ataque a generar es “Hombre en el medio”, este es
uno de los más difíciles de controlar ya que se desarrolla en la
red interna y el único dispositivo de red que se encuentra en
el camino es el Switch de comunicaciones. Para lograr esto se
utilizara la herramienta Arpspoof, el cual se encuentra dentro
del paquete de herramientas Dsniff, corriendo bajo el sistema
operativo Linux.
Al demostrar cómo se realiza un ataque por ética se debe de
enseñar cómo proteger del ataque generado. Este tipo de ata-
que puede ser controlado a través de diferentes métodos, entre
ellos podemos encontrar:
• Configurar la tabla ARP de forma estática en el sistema
operativo. Los sistemas operativos Windows y Linux, so-
porta entradas estáticas en la tabla ARP. El comando utili-
zado para realizar esta tarea es:
arp –s <IP> <MAC>
Esta solución podría ser viable para redes muy pequeñas,
para redes medianas a grandes ya no es factible ya que la
administración se volvería muy compleja y se perdería es-
calabilidad y flexibilidad.
37
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
SURCO, Mario. Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales
• MonitorearlaredatravésdesniffercomoWireShark,esta
solución consume muchos recursos y solo se podría re-
gistrar el ataque realizado.
• Monitoreoautomáticoenelcliente,existeaplicaciones
que se pueden instalar en clientes tanto Windows o Li-
nux que constantemente verifican los Event y Firewall
logs alertando cualquier cambio de la dirección MAC de
la puerta de enlace. Esta solución requiere usuarios con
conocimientos avanzados.
• Cifrarelcontenidodelacomunicación,estasoluciónes
factible en comunicaciones punto a punto, ejemplo VPN,
consumo de servicios https entre otros.
• FiltrareltraficodepaquetesendispositivosdelaredLAN,
esta solución es la más recomendable por que bloquea-
ría el puerto al primer intento de realizar el ARP Spoofing
En la PC atacante, se habilita la capacidad de reenvío de pa-
quetes, esto se logra con el comando:
#echo 1 >/proc/sys/net/ipv4/ip_forward
Ahora se procede a envenenar la cache ARP de la maquina
Usuario, lo que se busca es que el usuario piense que la IP de
puerta de enlace está relacionada con la MAC de la maquina
del atacante:
#arpspoof -i eth0 -t
192.168.50.140
192.168.50.1
0:c:29:1:a6:bb 0:c:29:c6:dd:8d
0806 42: arp replay 192.168.50.1
is-at 0:c:29:1:a6:bb
0:c:29:1:a6:bb 0:c:29:c6:dd:8d
0806 42: arp replay 192.168.50.1
is-at 0:c:29:1:a6:bb
Figura 7: Envenenamiento ARP realizado al cliente
Fuente: Elaboración propia
Hasta el momento solo se ha capturado el trafico que va del
usuario a la puerta de enlace, ahora se debe realizar lo mismo,
pero para el trafico que va de la puerta de enlace al usuario.
#arpspoof -i eth0 -t 192.168.50.1
192.168.50.140
0:c:29:1:a6:bb 0:c:29:70:7d:2d
0806 42: arp replay 192.168.50.1
is-at 0:c:29:1:a6:bb
0:c:29:1:a6:bb 0:c:29:70:7d:2d
0806 42: arp replay 192.168.50.1
is-at 0:c:29:1:a6:bb
Figura 8: Envenenamiento ARP realizado a la puerta de enlace
Fuente: Elaboración propia
Ahora el cliente habrá llenado su tabla ARP, se puede observar
en la figura 9, que la puerta de enlace y el atacante tiene la mis-
ma dirección MAC, comparar con la figura 6.
C:\>arp –a
Interfaz: 192.168.50.140 --- 0x2
Dirección IP Dirección física Tipo
192.168.50.1 0:c:29:1:a6:bb dinámico
192.168.50.120 0:c:29:1:a6:bb dinámico
Figura 9: Tabla ARP de PC Usuario
Fuente: Elaboración propia
En el cliente se ha instalado el software Wireshark, para realizar
el análisis del tráfico en la red, en la figura 4 se muestra como el
atacante envía constantemente paquetes ARP indicando que la
dirección IP de la puerta de enlace tiene la dirección MAC del
atacante.
Este ataque también afecta al switch, ya que el dispositivo
aprende las direcciones MAC del mismo tráfico ARP que pasa
por sus puertos.
Luego de que se ha logrado colocar al atacante en el medio,
existe una gran variedad de software que puede ser utilizado
para capturar o analizar el tráfico que sale o ingresa del cliente.
En esta prueba se utiliza la aplicación urlsnarf el cual se encuen-
tra dentro de la herramienta Dsniff.
Urlsnarf registra todas las referencias a URL existentes en el
tráfico capturado, con la posibilidad de mostrarlo en pantalla
o guardarlo en forma de archivo de texto. La figura 10 muestra
la salida de la aplicación urlsnarf cuando el cliente ingresa a la
página web de Tecsup por ejemplo.
Figura 10.: Salida de la aplicación urlsnarf
Fuente: Elaboración propia
¿Cómo proteger este tipo de ataques?
38
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
SURCO, Mario. Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales
Para tener una red LAN segura de cualquier tipo de ataques,
se recomienda utilizar un diseño jerárquico como el que reco-
mienda CISCO, ver figura 11.
Figura 11: Red LAN Jerárquica
Fuente: Elaboración propia
Este diseño utiliza switch-router en la capa de core, switch de
capa 3 en la capa de distribución y switch capa 2 en la capa
de acceso. Como se puede ver la capa de acceso es la que
interacciona con el usuario y la capa de distribución es la que
permite interactuar con las diferentes áreas y por último la
capa de core permite el acceso a la red WAN.
La primera seguridad a aplicar es en los switch de acceso,
donde se configuraría de forma estática las direcciones MAC
de los servidores.
Por último, en la capa de distribución, que utiliza dispositivos
de red LAN de capa 3 como el switch Catalyst 3560, se aplica-
ría inspección de paquetes.
Cisco a partir de la versión del IOS Software Release 12.2(25)
SEB, implementa Dynamic ARP inspection (DAI), esta caracte-
rística ayuda a prevenir ataques maliciosos de tipo ARP Spo-
ofing.
Lo primero que debe de realizar es habilitar DAI en la VLAN
respectiva y crear la lista de acceso con IP y su MAC respecti-
va, la figura 6 muestra la comprobación de esta tarea.
Habilitar DAI en la Vlan1
Switch(config)# ip arp inspection
vlan 1
Se crea la lista de acceso donde se relaciona la IP con su res-
pectiva dirección MAC
Switch(config)# arp access-list
Usuarios
Switch (config-arp-nacl)# per-
mit ip host 192.168.50.1 mac host
000c.2970.7d2d
Switch (config-arp-nacl)# permit
ip host 192.168.50.140 mac host
000c.29c6.dd8d
Se aplica la lista de acceso a la Vlan 1
Switch (config)# ip arp inspection
filter Usuarios vlan 1
Switch# show ip arp inspection vlan 1
Source Mac Validation: Disabled
Destination Mac Validation: Disabled
IP Address Validation: Disabled
Vlan Configuration Operation ACL Match Static ACL
---- ------------- --------- --------- ----------
1 Enabled Active Usuario No
Vlan ACL Logging DHCP Logging
---- ----------- ------------
1 Deny Deny
Figura 12.: Estado del DAI
Fuente: Elaboración propia
RESULTADOS
Después de configurar DAI, se puede notar en la figura 11, que
el switch empieza a detectar la sobrecarga de paquetes ARP y
bloquea el respectivo tráfico de paquetes a la vez que puede
notificar al administrador de la red a través de SNMP.
Figura 13.: El switch detecta un sobre flujo ARP
Fuente: Elaboración propia
Con esto cualquier tipo de ataques ARP Spoofing queda blo-
queado. DAI también permite mostrar estadísticas del tráfico
cursado.
Figura 14.: Estadística del flujo de paquetes ARP
Fuente: Elaboración propia
39
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
SURCO, Mario. Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales
CONCLUSIONES
• Laseguridadenlareddependemuchodelapoyodela
alta gerencia, para la inversión en equipos de comunica-
ción así como en el establecimiento de normativas inter-
nas del uso de los servicios y equipos informáticos.
• La implementación de un diseño jerárquico en la red
interna permite tener varias barreras de seguridad ante
ataques desarrollados en la red LAN
• Elataquedetipo“Man-in-the-middle”esunadelasta-
reas más importantes para el hacker que gano acceso a
la red Interna, es importante estar preparados para pre-
venir este tipo de ataque.
• LosSwitchdeCiscodecapa3implementanvariastécni-
cas para mitigar ataques de tipo ARP.
• Conunabuenabasetecnológicadeequiposdecomuni-
cación, se soportara de forma más eficiente y segura los
servicios que corran en la red.
REFERENCIAS
[1] Lockhard, Andrew. (2006). Network Security Hacks. En:
Hack 62. Detect ARP Spoofing (pp. 130-147). United Sta-
tes of America: O’Reily Media.
[2] Comisión de Reglamentos Técnicos y Comerciales,
(2007). Norma Técnica Peruana, NTP-ISO/IEC 17799,
(EQV. ISO/IEC 17799:2005 Information technology.
Code of practice for information security manage-
ment). Lima: INDECOPI
[3] Diane Tare y Catherine Paquet (2007), Building Scalable
Cisco Internetworks (BSCI) 3ra edition. United States of
America: Cisco Press.
[4] Cisco (2006), Catalyst 3560 Switch Software Configura-
tion Guide. Configuring Dynamic ARP Inspection. Recu-
perado el 15 de Febrero del 2011 de: http://www.cisco.
com/en/US/docs/
switches/lan/catalyst3560/software/release/12.2_20_
se/configuration/guide/swdynarp.html
[5] Dave Hucaby y Steve McQuerry (2002), Cisco Field
Manual: Catalyst Switch Configuration. En: Controlling
Traffic and Switch Access (pp 299 - 327). United States of
America: Cisco Press
[6]2 Kevin Wallace (2008), CCNA Security Official Exam Certifi-
cation Guide. En: Securing Layer 2 Devices (pp 207 - 249).
United States of America: Cisco Press
ACERCA DEL AUTOR
Profesional en Redes y Comunicaciones de Datos Tecsup Are-
quipa, con Estudios de Maestría en “Tecnologías de la Informa-
ción Aplicadas a la Empresa” en la Universidad Politécnica de
Madrid (CEPADE). Se desempeño por 9 años como consultor
en el desarrollo de sistemas para el área de Proyectos de Tecsup,
elaborando proyectos para importantes empresas mineras.
Actualmente es docente del área de redes y comunicación de
datos estando a cargo de los cursos de redes inalámbricas, con-
figuración de PBX hibridas, configuración avanzada de switches
y routers. Posee certificación Microsoft MCTS (NetFramework,
WebApplication), Elastix Certified Engineer (VoIP), Certified
Ethical Hacking y Fluke Airmagnet.
Original recibido: 15 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 03 de mayo de 2012
41
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
Rodrigo Perea, Roseana da Exaltação TrevisanUniversidad Estadual de Campinas
Sao Paulo - Brasil
Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a
través del Ensayo Tekken
Influence of the Heat Input to Evaluate the Craking in the Welded Joint of API X80 Steel
using the Tekken Test
RESUMEN
En el desenvolvimiento de este trabajo se utilizó el ensayo
de auto-restricción TEKKEN para evaluar la influencia del in-
sumo de calor sobre el grado de restricción de este ensayo
y así poder estudiar el fenómeno de agrietamiento en frio
producido en uniones soldadas de aceros de clase API X80.
Para la ejecución de las soldaduras fue utilizado el proceso
con alambre tubular FCAW, utilizando como material base el
acero API X80 y como material de aporte el electrodo E 71T-1.
Las variables de influencia estudiadas fueron: la temperatu-
ra de precalentamiento, el tipo de bisel utilizado y el aporte
de calor. La variación del aporte de calor tuvo como propó-
sito aumentar la tasa de enfriamiento y, consecuentemente
aumentar la restricción del ensayo para poder así inducir el
agrietamiento en frio de las soldaduras. En este trabajo se
concluyó que a pesar del alto contenido de hidrogeno resi-
dual encontrado en las juntas, de la elevada tasa de enfria-
miento y de la presencia de una microestructura susceptible
al agrietamiento, no fue observada la formación de fisuras en
las probetas de soladura. Estos resultados fueron atribuidos
a la inadecuación del ensayo TEKKEN sobre el estudio de la
susceptibilidad al agrietamiento en frio del acero API X80.
ABSTRACT
In the development of this work was used the self-restraint
TEKKEN test with the purpose to evaluate the heat input in-
fluence under grade of restriction to the test and could be
study the cold cracking to produce by joints of API X80 steel.
The Flux Cored Arc Welding (FCAW) process and the cored wire
E71T-1 were used for the accomplishment in the welds of API
X80 steel. The input variables studied were: preheat tempera-
ture, the cored wire type, the groove kind of the test and the
heat input influence. The variation of the heat input was the
purpose increase the cooling rate and the self- restraint of the
test and consequently induced to the cold cracking in the wel-
ded joints. In this work can be concluded that, in the spite of,
high content of residual hydrogen founded, and the high coo-
ling rate, during the welding and the presence of susceptibility
microstructure was not observed the formation of cracks in the
test pieces. These results were attributed to the inadequate TE-
KKEN test over the susceptibility cracking API X80 steel studied.
Palabras clave
Aceros API X80, proceso FCAW, agrietamiento por hidrogeno,
ensayo TEKKEN, Insumo de calor en soldadura
Key Words
API X80 steel, FCAW process, hydrogen cracking, TEKKEN test,
welding, heat input.
INTRODUCCIÓN
La soldadura de tuberías para el transporte de petróleo, gas y
productos derivados nos han llevado a un constante desenvol-
vimiento de nuevos aceros con el propósito de atender los re-
querimientos de fabricación de estructuras con alta resistencia
y bajo peso. Por este motivo, nuevos aceros con mayores valo-
res de tenacidad y resistencia han sido desarrollados. En estos
últimos años los aceros de clase API X120, X80, X70, entre otros
42
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
fueron recientemente desarrollados por la industria para su
aplicación en tuberías, gaseoductos, oleoductos y construc-
ciones navales, sometidos a alta presión, donde la economía
en peso es muy importante para este tipo de proyectos. Por
tanto este constante desenvolvimiento de aceros con pro-
piedades mecánicas mejoradas y la necesidad por una mayor
producción han llevado también a diversos productores e in-
vestigadores a buscar nuevas alternativas para la soldadura
de estos aceros. Actualmente la soldadura de tuberías es bas-
tante aplicada en proyectos de gran envergadura, en donde
los procesos más conocidos y utilizados hasta ahora son los
procesos de arco eléctrico con electrodo revestido (SMAW)
o la combinación de este con otros procesos, sin embargo
este proceso SMAW está siendo sustituido últimamente por
el proceso de soldadura con alambre tubular (FCAW), debido
a sus principales características presentes como elevada fle-
xibilidad, alta calidad del metal depositado, y principalmente
su mayor tasa de deposición comparado con otros procesos
semiautomáticos, los cuales han contribuido para la utiliza-
ción de este último proceso.
Recientemente el proceso FCAW comenzó hacer aplicado en
la soldadura de aceros de clase API. El uso de estos alambres
tubulares, en particular los auto protegidos se ha mostrado
bastante ventajosos para la soldadura de tuberías en campo.
Mismo así, una de las dificultades encontradas en este tipo
de proyectos que utilizan aceros API y el proceso FCAW, es
el escaso conocimiento sobre las propiedades que se presen-
tan en la soldadura, tales como propiedades de las uniones
soldadas del material base, zona afectada por el calor y metal
de soldadura.
El agrietamiento inducido por hidrogeno es considerado uno
de los mayores defectos encontrados en la junta de solda-
dura de aceros de alto límite de resistencia. Los principales
factores que contribuyen para la formación de este tipo de
fisuras son: la presencia de hidrogeno en la junta soldada,
una microestructura susceptible y altos niveles de tensión. To-
dos estos factores son influenciados por la variación de la tasa
de enfriamiento que a la vez puede ser modificada alterando el
aporte de calor o la temperatura de precalentamiento.
Existen varios ensayos dedicados a la evaluación del agrieta-
miento inducido por hidrogeno, tanto en el metal de soldadura
(MS) como en la zona afectada por el calor (ZAC). Dentro de es-
tos ensayos existentes, podemos mencionar el ensayo TEKKEN
como uno de los más conocidos y utilizados. Este ensayo de
auto restricción es utilizado para evaluar la susceptibilidad al
agrietamiento inducido por hidrogeno.
Con el desenvolvimiento de nuevos aceros, como el caso de los
aceros API y de nuevos electrodos, la restricción impuesta por
los ensayos auto restrictivos más antiguos como en caso del
TEKKEN pasó a ser cuestionado.
No obstante existe también otros ensayos de restricción utiliza-
dos para evaluar la susceptibilidad del agrietamiento inducido
por hidrogeno denominado G-BOP (Gapped Bead on Plate).
Investigaciones anteriores desarrolladas por el grupo de solda-
dura de la Facultad de Ingeniería Mecánica de
la UNICAMP, mostraron que este ensayo a pesar de ser desen-
vuelto en 1974 (GRANVILLE e MCPARLAN) y optimizado por Sil-
va (2005), mostro ser eficiente para evaluar la susceptibilidad al
agrietamiento de los aceros API X 80.
El principal objetivo de este trabajo fue comparar la influencia
del aporte de calor a través del ensayo TEKKEN y así poder eva-
luar la susceptibilidad al agrietamiento en frio producido por
hidrogeno de los aceros de la clase API X 80. Por tanto fue utili-
zado el proceso con alambre tubular FCAW usado en la condi-
ción undermatched. Las variables de influencia definida fueron:
el aporte de calor de calor impuesto a la junta soldada y el tipo
de bisel utilizado en el ensayo Y-Groove test.
Composición Química (% en peso)
C Si Mn P S Al Cu Nb V
0,04 0,17 1,75 0,019 0,004 0,032 0,01 0,073 0,005
Ti Cr Ni Mo N B Ca Sb Ceq (Pcm)
0,013 0,21 0,02 0,16 0,0035 0,0002 0,0014 0,01 0,16
Propiedades Mecánicas
Límite de Fluencia – LE
(MPa)
Límite de Resistencia – LR
(MPa)
Alargamiento - E
(%)
Dureza
(HB)
561 674 27 206
Tabla 1. Composición química y Propiedades Mecánicas del Acero API X80
43
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
La presencia o no de las fisuras fue considerada como una
variable de respuesta. Así como también formo parte de los
objetivos una comparación de estos resultados con trabajos
anteriores realizados por el grupo de soldadura de la FEM/
UNICAMP, donde fue evaluada la susceptibilidad al agrie-
tamiento en frio de los aceros API X80 usando el ensayo
GBOP-P.
MATERIALES Y MÉTODOS
Para el desenvolvimiento de este trabajo se utilizó aceros
para gaseoductos API X80 como material base. En la tabla 1
se muestra la composición química, propiedades y porcenta-
je de carbono equivalente encontrados para este acero.
Para el desarrollo y análisis del agrietamiento en frio tanto en
la ZAC como en el metal de soldadura, fue utilizado el alam-
bre tubular E 71T-1. Este electrodo fue seleccionado según la
condición conocida como undermatched, donde la principal
característica de esta técnica es que presenta un menor lími-
te de resistencia que del metal base. Esta condición under-
matched según varios autores es utilizada para la soldadura
de aceros HSLA con el propósito de minimizar la aparición
de fisuras producidas por hidrogeno, reduciendo o hasta
evitando así el uso de la temperatura de precalentamiento,
Loureiro (2002). En la tabla 2 se presenta las principales ca-
racterísticas mecánicas y composición química para el alam-
bre tubular E71T-1.
Los cordones de soldadura realizados para evaluar la influen-
cia del insumo de calor a través del ensayo TEKKEN fueron
realizados en el laboratorio de Soldadura del departamento
de Ingeniera de fabricación de la UNICAMP. Los principales
equipos utilizados fueron: Una fuente de energía multipro-
ceso TEM Digitec 600, un sistema electromecánico BUG-O
SYSTEM modelo
5302, utilizado para el control de la velocidad de soldadura y
la distancia de contacto STICK OUT. También fue utilizada un
sistema de adquisición de datos para el monitoreo del ciclo
térmico, compuesto por una placa A/D y el Sofware Aqdados
7.0 Lynx Technology.
Metodología del Ensayo TEKKEN
Para el análisis de la influencia del insumo de calor se utilizó
el ensayo de auto restricción TEKKEN, bajo las especificaciones
de la norma JIZ 3258. En este ensayo se verifica la ocurrencia
de fisuras producidas por hidrogeno tanto en la zona fundida
(utilizando un bisel en “Y” recto) como en la zona afectada por
el calor (utilizando un bisel en “Y” oblicuo) (JIS 3158, ALCANTA-
RA, 1982).
La fabricación de las probetas se realizó a través de un proceso
de mecanizado convencional, con dimensiones de 200mm mm
de largo, 75 mm de ancho, 14 mm de espesor y formando un
ángulo de 60°. En la figura 1 se pueden observar todas las di-
mensiones de las probetas TEKKEN y también los dos tipos de
biseles utilizados en la realización de los experimentos.
Para la preparación de las probetas de soldadura y su respec-
tiva auto restricción, se utilizó un dispositivo de fijación con
el objetivo de garantizar un correcto alineamiento y poder así
evitar algunas distorsiones o deformaciones que puedan ocu-
rrir. Las soldaduras de restricción fueron depositadas en ambos
lados de la probeta. La Figura 2 muestra un esquema del dispo-
sitivo de fijación y las soldaduras de restricción de las probetas
soldadas.
Después de la soldadura de restricción conforme se mostró
en la Figura 2, se inició la soldadura del cordón del ensayo TE-
KKEN. El proceso utilizado en estos ensayos, fue el proceso de
arco eléctrico con alambre tubular (FCAW).
La ejecución de este ensayo consistió en depositar en la mitad
de la probeta un cordón de soldadura de aproximadamente
80mm de longitud, estos cordones fueron realizados para dos
diferentes insumos de calor utilizados en esta experiencia. Los
parámetros de soldadura serán mostrados en la parte de resul-
tados y discusiones.
Propriedades Mecânicas
AlambreLímite de Fluencia- L
E
(MPa)
Limite de Resistencia-LR
(MPa)
Alargamiento-oε
(%)
Dureza
(HB)
E71T-1 558 607 27 185
Composicion Química (% em peso)
Arame C Si Mn P S Ni Al Cr
E71T-1 0,04 0,59 1,41 0,012 0,006 - - -
Tabla 2. Propiedades Mecánicas y Composición Química E 71T-1, Lincoln Electric.
44
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
Figura 1. Dimensiones de las probetas TEKKEN, (a) Bisel “Y” recto y
oblicuo; (b) bisel para la soldadura de restricción.
Para el análisis y evaluación de las soldaduras se esperó un
promedio de 48 horas para la aparición de estas fisuras de hi-
drogeno, después de este tiempo se inspecciono y verifico la
presencia de alguna fisura tanto superficiales como transver-
sales. Todas las mediciones realizadas fueron cuantificadas
de acuerdo a las ecuaciones de la norma JIS Z 3158.
Figura 2. Dispositivo de Fijación para la preparación y alineamiento de
las soldaduras de restricción.
RESULTADOS
Resultados del TIH en la junta soldada (2,0kJ/mm)
En esta parte de la investigación serán presentadas las prin-
cipales variables de influencia que dieron sustentación a la
obtención de estos resultados. También será discutida la in-
fluencia de estas variables adoptadas para las dos energías de
soldadura definidas en este trabajo.
En la primera parte de los resultados, fueron optimizados los
parámetros de soladura más adecuados para la correcta apli-
cación de la soldadura empleada en el ensayo TEKKEN. Basa-
dos en la diferencia de diámetros y características peculiares
de cada uno de los electrodos y con el propósito de facilitar
una posterior comparación de las condiciones del experimen-
to, se utilizó como parámetros de control para la soldadura de
los aceros API X80, la misma energía de soldadura y la misma
constante de deposición. La energía de soldadura (Es) fue defi-
nida en 2,0kJ/mm para esta primera parte de los experimentos
y la constante de deposición en Kd = 23.33, fueron variadas las
velocidades de soldadura y de alimentación en 150mm/min e
3,5m/min.
En la tabla 3 se presentan los parámetros de soldadura defi-
nidos para los tipos de alambre tubular, en estos parámetros
fueron variados: la corriente de soldadura, la tensión de arco y
la distancia Stick Out. Estos parámetros fueron utilizados para
la ejecución de los cuerpos de prueba tanto a temperatura am-
biente como precalentados a 100°C.
En los resultados obtenidos para un insumo de calor de 2,0kJ/
mm, fueron adoptadas como variables de influencia: la tempe-
ratura de precalentamiento, el tipo de bisel y, los dos tipos de
alambre tubular; teniendo como variable de respuesta la pre-
sencia y el porcentaje de fisuras en frio.
Después de la realización de los ensayos y análisis de las mues-
tras para todas las condiciones de soldadura, se observó que
en los resultados obtenidos no fueron encontradas fisuras por
hidrogeno tanto en la ZAC como en el metal de soldadura (MS).
Estos resultados fueron los mismos para todas las condiciones
de soldadura utilizada, independientemente del tipo de elec-
trodo utilizado, tipo de bisel y temperatura inicial de las pro-
betas. Estos resultados fueron considerados inesperados consi-
derando que el ensayo TEKKEN es un ensayo de alta restricción
para evaluar el fenómeno de agrietamiento por hidrogeno en
frio.
45
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
En otros estudios presentados por Silva e Trevisan (2005)
para evaluar la susceptibilidad de los aceros API X80 a través
del ensayo G-BOP, se demostró la presencia de fisuras indu-
cidas por hidrogeno a temperatura ambiente. Estos autores
utilizaron el mismo material base, los mismos tipos de consu-
mibles y condiciones similares de soldadura a las utilizadas
en esta investigación. El porcentaje de fisuras encontradas
por Silva y Trevisan (2005) fue de 65% en el metal de solda-
dura. Por tanto debido a la ausencia de fisuras en nuestros
experimentos, en todas las condiciones ensayadas y, de
acuerdo a la presencia de fisuras encontradas en estudios si-
milares conforme demostrado por Silva y Trevisan (2005), se
decidió evaluar el efecto de cada una de las variables y de los
factores directamente relacionados al fenómeno de agrieta-
miento en frio sobre la variable de respuesta.
El uso de la técnica conocida como undermatched podría
estar influenciando en la ausencia de fisuras en los experi-
mentos realizados. De acuerdo a Loureiro (2002) el uso de
esta técnica undermatched es aplicado para soldaduras de
aceros HSLA con el propósito de minimizar la tendencia de
aparición de fisuras inducidas por hidrogeno. En estudios
realizados por Cooper et. al. (2004), utilizando los mismos
electrodos en la condición undermatched que fueron eva-
luados en este trabajo, no demostraron tener la influencia de
formación y propagación de fisuras por hidrogeno.
Estos autores comprobaron que mismo utilizando la técnica
undermatched, encontraron fisuras en el metal de soldadura,
independientemente del electrodo utilizado, basados en es-
tos experimentos se pudo afirmar que mismo utilizando esta
técnica undermatched, se produjeron fisuras en soldaduras
de aceros HSLA.
Por tanto la ausencia de fisuras en nuestro experimento no
puede ser atribuido al uso de esta técnica.
Otra de las variables de influencia estudiada fue la tempe-
ratura de precalentamiento, que es uno de los principales
métodos empleados para evitar la propagación de las fisuras
inducidas por hidrogeno en las juntas soldadas. El precalen-
tamiento del material de la misma forma que el insumo de
calor, influencian directamente en la tasa de enfriamiento de
la junta de soldadura, reduciendo la formación de las microes-
tructuras susceptibles, aumentando el tiempo de difusión del
hidrogeno y disminuyendo las tensiones residuales causadas
por la soldadura. (Svensson e Linert, 1994, e Adonyi, 2000).
En el análisis del precalentamiento, fueron utilizadas dos tem-
peraturas, la temperatura ambiente de 25°C, y la segunda de
100 °C. Para evaluar el comportamiento de la tasa de enfria-
miento en función de la temperatura de precalentamiento en
el ensayo TEKKEN, se realizó la adquisición de los ciclos térmi-
cos durante el proceso de soldadura. En la figura 3 son presen-
tados los ciclos térmicos de los cordones de soldadura reali-
zados a temperatura ambiente y con un precalentamiento de
100°C, para una energía de soldadura de 2,0 kJ/mm.
Se observó que el codón de soldadura realizado a temperatura
ambiente sufrió un enfriamiento más severo que el cordón de
soldadura realizado a 100°C. Para estos experimentos fue rea-
lizado un análisis del ciclo térmico para temperaturas de 800
y 500°C (ΔT8-5/Δt) y 100°C (ΔT
3-1/Δt), estos resultados tuvieron
como propósito verificar la influencia de tasa de enfriamiento
de estas temperaturas sobre el agrietamiento inducido por hi-
drogeno. Para temperaturas de (ΔT8-5
/Δt), fue de 83°C/s para el
cordón de soldadura ejecutado a temperatura ambiente y de
27 °C/s, cuando fue precalentado. En estos resultados se obser-
vó también que el cordón realizado a temperatura ambiente
sufrió un enfriamiento de 67% mayor que el cordón realizado
a 100°C.
Los resultados encontrados demostraron la influencia de la
temperatura de precalentamiento sobre la tasa de enfriamien-
to impuesta en el cordón de soldadura. La utilización de esta
temperatura disminuyo las posibilidades de formación de fisu-
ras producidas por hidrogeno.
Para temperaturas de 300 °C y 100 °C (ΔT3-1
/Δt), las tasas de en-
friamiento encontradas para los cordones de soldadura ejecu-
tados a temperatura ambiente fue de 4,8 °C/s y 1,2 °C/s, cuando
fueron precalentados. Estos resultados comprobaron una vez
más la fuerte influencia de la temperatura de precalentamiento
del material sobre la tasa de enfriamiento de los cordones de
soldadura.
AlambreI
(A)U
(V)Va
(m/min)Vs
(mm/min)DBCP(mm)
Es(kJ/mm)
E 71T-1 200 25 3,5 150 19 2,0
E 71T8-K6 220 22 3,5 150 25 2,0
Tabla 3. Parámetros de Soldadura para diferentes alambres tubulares.
46
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
Figura 3. Ciclos térmicos del Acero API X80 soldado con alambre E
71T-1 y aporte de calor de 2,0kJ/mm.
La influencia de la temperatura de precalentamiento sobre la
tasa de enfriamiento también fue estudiada por Silva (2005)
en la evaluación de la susceptibilidad al agrietamiento, a tra-
vés del ensayo G-BOP, utilizando las mimas condiciones de
soldadura y misma temperatura de precalentamiento. Los
valores de la tasa de enfriamiento encontrados por este au-
tor fueron: entre la temperaturas de 800 e 500 °C de 21°C/s
para la temperatura de precalentamiento y de 70°C/s a tem-
peratura ambiente. En comparación con los resultados de
esta investigación, se verifico que la tasa de enfriamiento,
cuando precalentada fue de 22% mayor y a temperatura am-
biente fue de 15%, mayor que los resultados obtenidos por
Silva (2005).
En el análisis de los cordones ejecutados a temperatura am-
biente y la tasa de enfriamiento se mostró elevada en com-
paración a las encontradas en la literatura; mismo teniendo
una elevada tasa de enfriamiento no fueron encontradas fisu-
ras por hidrogeno en la junta de soldadura. Considerando la
ausencia de fisuras para todas las condiciones de soldadura
ensayadas en esta etapa y de acuerdo al análisis del precalen-
tamiento observado en este ítem y en la literatura, el hecho
de no producirse fisuras en las probetas cuando fueron pre-
calentadas a 100°C paso a ser esperado.
Aun en el intento de entender la presencia de fisuras en
nuestros experimentos y considerándose que el contenido
de hidrogeno residual es una de los principales factores que
influencia en la aparición de fisuras en frio, se decidió medir
la cantidad de Hidrogeno residual presente en el metal de
soldadura y en el metal base, con el objetivo de verificar si el
H residual presente en la soldadura era suficiente para que
ocurriera la aparición de fisuras. La tabla 4 presenta los resul-
tados de hidrogeno residual encontrados en los cordones de
soladura ensayados.
Metal base H (ppm)
Acero API X80 1,18
Cordón de soldadura
E 71T-1 / T. ambiente 3,25
E 71T-1/ 100° C 2,56
E71T8-K6 / T. ambiente 2,47
E71T8-K6/ 100°C 2,21
Tabla 4. Resultado de Hidrogeno residual en los cordones de soldadura y
en el acero API X 80
Analizando la tabla 4, el contenido de hidrogeno residual para
el alambre E 71T-1 fue mayor en relación al alambre E 71T8-K6,
independientemente de la temperatura de precalentamiento.
Puede ser observado también que las muestras que fueron
realizadas con la temperatura de precalentamiento, siempre
presentaron un contenido menor de hidrogeno que las mues-
tras soldadas a temperatura ambiente. El uso de la temperatura
de precalentamiento comprobó que la influencia directa sobre
la disminución de la tasa de enfriamiento es consecuentemen-
te en el aumento del tiempo disponible para que el hidrogeno
se difunda en la junta soldada.
Los contenidos de Hidrogeno encontrados en nuestras mues-
tras fueron considerados elevados comparados con los obteni-
dos por Silva (2005). Este autor, en sus experimentos a tempe-
ratura ambiente con el alambre tubular E 71T-1, observo una
ocurrencia de 61,5% de fisuras con una cantidad de hidrogeno
residual de 1,99 ppm y, para el cordón de soldadura con alam-
bre E 71T8-K6, también a temperatura ambiente, se presentó
2,14 ppm de hidrogeno y 70,8% de fisuras en el metal de solda-
dura. En este caso el autor uso el ensayo G-BOP, que también
es un ensayo de auto restricción.
De acuerdo con los resultados de H presentados por Silva
(2005), se comprobó que la cantidad de hidrogeno residual
encontrado en las muestras de la actual investigación (Tabla
4), era lo suficiente para la formación y propagación de fisu-
ras en el cordón de soldadura. Mismo con estos resultados de
H residual no hubo la presencia de fisuras en frio en la unión
soldada.
Resultado del TIH con mayor grado de restricción (1.0 kJ/mm)
Con el objetivo de inducir las fisuras y justificar la ausencia de
estas en los experimentos, se decidió repetir el ensayo TEKKEN
con mayor grado de restricción. Para aumentar el grado de res-
tricción del ensayo se utilizó un insumo de calor menor que
la utilizada anteriormente. El bajo insumo de calor propicio
47
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
una variación en la velocidad de enfriamiento de la unión,
aumentando así el grado de restricción del ensayo. Para la
realización de la nueva serie de experimentos fue utilizado
un aporte de calor de 1,0 kJ/mm.
El aumento de la velocidad de soldadura se incrementó de
150 mm/min para 330 mm/min, el insumo de calor se dismi-
nuyó de 2 kJ/mm para 1 kJ/mm. Las demás condiciones de
soldadura fueron mantenidas constantes, conforme son pre-
sentadas en la tabla 3. En el gráfico de la figura 4 son presen-
tados los ciclos térmicos impuestos en los cordones para las
dos energías de soldadura utilizadas. En este mismo gráfico
se puede observar la variación del enfriamiento debido a la
variación de la energía de soldadura.
Figura 4. Influencia del insumo de calor sobre la tasa de enfriamiento
para dos energías de soldadura.
En la figura 4 se puede observar la variación de la tasa de en-
friamiento en relación a la disminución del aporte de calor.
Para Es igual a 2.0 kJ/mm se observa un mayor tiempo de
resfriamiento (flecha roja) en comparación con Es de 1 kJ/
mm (flecha azul). El análisis de la tasa de enfriamiento entre
las temperaturas de 300°C y 100°C (ΔT300-100/Δt) para un in-
sumo de calor de 1,0kJ/mm fue de 4.7°C/s y de 2,8 °C/s y para
una Es de 2,0 kJ/mm represento un aumento de la tasa de en-
friamiento de 40%. La mayor tasa de enfriamiento obtenida
con una energía de soldadura de 1,0kJ/mm influencio en las
condiciones restrictivas del ensayo.
Para los ensayos realizados en esta etapa de los experimen-
tos, con un menor aporte de calor, se utilizó el electrodo
que presento mayor contenido de hidrogeno residual en el
cordón de soldadura (E 71T-1). Los ensayos fueron ejecuta-
dos con el objetivo de evaluar el agrietamiento en la unión
soldada, esto es, tanto en el cordón de soldadura como en
la zona afectada por el calor, para tanto fueron ejecutados
ensayos TEKKEN con los dos tipos de biseles. Los cordones de
soldadura depositados con el insumo de calor de 1,0 kJ/mm no
presentaron ningún defecto. La figura 5 muestra el cordón de
soldadura depositado y su morfología con un aporte de calor
de 1,0 kJ/mm.
Después de la ejecución de los ensayos y análisis de las mues-
tras para todas las uniones soldadas con una energía de 1 kJ/
mm, se observó que, en los resultados obtenidos se encontró
solamente la presencia de fisuras transversales en el metal de
soldadura, esto es, la presencia de fisuras sólo fue constatada
cuando fue usado el bisel en “Y” recto. Para la zona afectada
por el calor no fueron encontradas fisuras. En la Fig. 6 puede
observarse una fisura representativa encontrada en el MS para
el electrodo E 71T-1 y una energía de soldadura de 1,0 kJ/mm.
Figura 5. Cordón de soldadura con Es = 1,0kJ/mm y su morfología.
Se puede observar en la figura 6, que la fisura presente en el
metal de soldadura fue localizada en el inicio de la raíz de la
junta soldada y se propaga para el MS. Todas las fisuras encon-
tradas en los ensayos presentaron el mismo comportamiento.
La razón por la cual las fisuras surgieron en el inicio de la raíz
de la unión se debe, probablemente, al mayor nivel de concen-
traciones de tensiones generado en esta región, facilitando así
la formación y propagación de fisuras. Las fisuras encontradas
en los cordones de soldadura fueron cuantificadas de acuerdo
con la metodología del ensayo TEKKEN. Para todos los ensayos
ejecutados con baja energía de soldadura se encontró un por-
centual medio de 6% de fisuras para el metal de soldadura.
Considerando el aumento de restricción de la unión soldada,
como consecuencia de la disminución de la energía de solda-
dura, adoptada en esta etapa de los experimentos y de acuerdo
con el elevado contenido de hidrogeno residual encontrado en
el cordón de soldadura para el electrodo E 71T-1, una mayor
48
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
presencia de fisuras eran esperadas. Sin embargo, en los re-
sultados obtenidos para estos experimentos, se encontró un
bajo porcentaje de fisuras en el metal de soldadura. No en
tanto, Silva (2005), en la evaluación del agrietamiento por
hidrogeno, a través del ensayo G-BOP, utilizando el mismo
metal base, los mismos electrodos y condiciones de soldadu-
ra similares a las utilizadas en este trabajo, encontró un por-
centaje medio de fisuras de 61.5% para el electrodo E71T-1 y
de 70.8% para el electrodo E 71T8-K6. Este autor encontró un
alto porcentaje de fisuras para un menor contenido de hidro-
geno residual.
De acuerdo a los resultados encontrados en este trabajo en la
evaluación de la susceptibilidad al agrietamiento a través del
ensayo TEKKEN para las dos energía de soldadura utilizadas
(2,0 kJ/mm y 1,0kJ/mm), no fue detectada la presencia de fisu-
ras en la unión soldada. Estos resultados fueron considerados
inesperados pues, en el estudio de los factores relacionados
con la formación de fisuras se encontró un elevado conte-
nido de hidrogeno residual y una alta tasa de enfriamiento
de los cordones de soldadura. Por lo tanto, de acuerdo a los
resultados obtenidos en este trabajo y, en comparación con
los estudios realizados por Silva (2005), a través del ensayo
G-BOP para los mismos materiales, la utilización del ensayo
TEKKEN se mostró deficiente para la evaluación de la suscep-
tibilidad al agrietamiento del acero API X80, cuando soldados
con electrodos en la condición undermatched.
CONCLUSIONES
De acuerdo con la metodología adopta, los resultados presen-
tados y analizados para la evaluación del agrietamiento induci-
do por hidrogeno a través del ensayo TEKKEN se pudo concluir
que:
La utilización del ensayo TEKKEN se mostró inadecuada para
evaluar la susceptibilidad al agrietamiento inducido por hidro-
geno en las soldadura de aceros de la clase API X80. El nivel de
restricción del ensayo no fue el suficiente para causar fisuras en
la unión soldada.
El contenido de hidrogeno residual encontrado en todas las
muestras, soldadas con diferentes alambres tubulares a tem-
peratura ambiente era suficiente para la formación de fisuras
en frio.
Manteniendo constante la energía de soldadura (Es) y la cons-
tante de deposición (Kd), fue posible comparar los cordones de
soldadura realizados con diferentes alambres tubulares.
Los cordones de soldadura ejecutados con alambre tubular E
71T-1 presentaron un mayor contenido de hidrogeno residual.
Teóricamente el electrodo E 71T-1 es el más susceptible al
agrietamiento que el electrodo auto-protegido E 71T8-K6.
La disminución del aporte de calor de 2,0 kJ/mm para 1,0 kJ/
mm aumento la tasa de enfriamiento y consecuentemente el
Figura 6. Fisura encontrada en la raíz de soldadura para un ES 1,0kJ/mm.
MS
ZAC
49
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
nivel de restricción impuesto por el ensayo, provocando la
aparición de fisuras en el metal de soldadura.
REFERENCIAS
[1] Alcântara, N.G. Weld metal hydrogen cold cracking.
1982, 322p. Tese (Doutorado). Cranfield Institute of
Technology – School of Industrial Science, Cranfield,
England.
[2] Cooper R. E., Silva, J. H. F., Trevisan, R. E. Influencia del
precalentamiento en las propiedades de juntas de ace-
ro API 5L-X80 soldadas con alambre tubular autopro-
tegido. Revista de Metalurgia, v. 40, n. 4, pp. 280-287,
2004.
[3] Japanese industrial standars. JIS Z 3158: Method of Y-
groove weld cracking test. Tokyo, 1993. 9p.
[4] Loureiro, Altino J. R. Effect of heat input on plastic de-
formation of undermatched welds. Journal of Materials
processing Technology, 128, pp. 240, 249, 2002.
[5] Silva, J. H. F. Proposta de um novo ensaio para avaliar
a susceptibilidade de metais de solda ao fenômeno de
trincas induzidas pelo hidrogênio em diferentes am-
bientes. 2005, 60p. Tese Doutorado Faculdade de Eng-
enharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas.
[6] Silva, J. H. F. ; Trevisan, R.Study On Hydrogen Induced
Cracking in API Steel Weld Using the Modified G-BOP
Test. In: 18th International Congress of Mechanical En-
gineering, 2005, Ouro Preto. Anais 18th International
Congress of Mechanical Engineering. Rio de Janeiro,
2005.
ACERCA DEL AUTOR
Rodrigo Luis Perea Corimaya Grado de Ingeniero de Materiales
en la Escuela Profesional de Ingeniería de Materiales por la por
la Universidad Nacional de San Agustín (UNSA), Perú, en 2003.
Estudios de Post grado con el grado de Msc. en el Departamen-
to de Ingeniera de Fabricación en la Facultad de Ingeniería Me-
cánica de la Universidad Estadual de Campinas (UNICAMP), Sao
Paulo Brasil en 2009. Inspector en Soldadura con certificación
de la Sociedad Americana de Ensayos no Destructivos – ASNT,
certificado en Inspección Visual y Líquidos Penetrantes – Nivel
II. Actualmente se desempeña como docente en el área de me-
cánica en Tecsup Arequipa. (rperea@tecsup-aqp.edu).
Original recibido: 19 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 11 de mayo de 2012
50
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
PEREA, Rodrigo. “Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken”
51
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
Juan Carlos Heredia, Tecsup
Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido
Analysis of Faults and Defects in Parts of Cast Steel
RESUMEN
El presente artículo tiene como objetivo ser un aporte para
organizar, analizar, y determinar el verdadero origen de las
fallas en el proceso productivo de una pieza fundida, utili-
zando para ello, herramientas y metodologías de análisis de
causa raíz, logrando con ello optimizar nuestros recursos, te-
ner un mínimo de rechazos, y evitando realizar reparaciones
relevantes en nuestros lotes de piezas producidas.
Se mencionan las metodologías, y técnicas que se pueden
utilizar para éste desarrollo, de modo que se detecten, y re-
suelvan las desviaciones, discontinuidades, y no conformida-
des, de manera oportuna, y que éstas no lleguen finalmente
al usuario, y se presente una falla prematura típica durante el
servicio del componente.
Se mencionan además, las diferentes etapas, y numerosas va-
riables que participan para el conformado de las piezas fun-
didas. Cada una de ellas se convierte en una potencial causa
para originar o incrementar el nivel de una falla o defecto en
las piezas, cuando no son controladas adecuadamente.
Finalmente, se presenta un caso de un análisis de falla o de-
fecto, detectado en pleno proceso productivo, de una zapata
de oruga, parte del sistema de movimiento de las palas me-
cánicas, utilizadas en la gran minería de tajo abierto.
ABSTRACT
This article is intended to be input to organize, analyze, and
determine the true origin of the faults in the production pro-
cess of a casting, using tools and methodologies for root cau-
se analysis, thereby achieving optimize our resources, have a
minimum of rejections, and avoiding significant repairs in our
batch of parts produced.
Mentioned methodologies, and techniques that can be used
for this development, so as to detect, and resolve deviations,
discontinuities, and non-conformities in a timely manner, and
they do not come finally to the user, and this failure typical pre-
maturely during operation of the component.
Are also mentioned, the different stages, and many variables
involved for forming castings. Each becomes a potential cause
for cause or increase the level of a fault or defect in the parts,
when not properly controlled.
Finally, we present a case of a fault or defect analysis, detected
in full production process of a track shoe, part of the motion of
mechanical shovels, used in large open pit mining.
Palabras clave
Análisis, falla, Fundición, causa raíz, componente, acciones co-
rrectivas,
Key Words
Analysis fails, Foundry, root cause, component, corrective ac-
tions.
INTRODUCCIÓN
En el Perú, y el mundo, la industria de la Fundición ha mejorado
sus procesos de fabricación, y control de sus productos gra-
52
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
cias al conocimiento, las ciencias y la ingeniería para obtener
piezas de alta calidad. Sin embargo, es una de las especiali-
dades en las que intervienen muchas variables en cada una
de las etapas de la producción, y si alguna de ellas se descui-
da en el proceso, nos pueden provocar defectos relevantes
e inesperados en el componente final. Muchas veces estas
no conformidades son abordadas sin analizarlas en forma
detallada, asumiéndose muchas veces, acciones correctivas
erróneas, no solucionando el verdadero origen del defecto
o causa raíz.
Los defectos inherentes a la práctica y tecnología de la fun-
dición pueden ser eliminados o minimizados, de modo que
se encuentren en los niveles de aceptación propios de la em-
presa fabricante, como de nuestros clientes.
Los productos elaborados por la industria de la Fundición,
son utilizados en gran medida por la industria minera, metal
mecánica, cementera, y otras de gran relevancia. En ella se
elaboran componentes de gran variedad de aleaciones, geo-
metría variada y compleja, con las características mecánicas,
físicas, químicas requeridas.
En nuestro País, el desarrollo de la industria de la Fundición
está muy adelantado, ya que muchos de sus productos com-
piten y superan inclusive, a muchos componentes fabricados
en otras compañías del rubro en diversas partes del mundo.
Es importante recordar que el Perú exporta gran tonelaje de
acero procesado en forma de piezas, teniendo un reconoci-
miento mundial por la calidad competitiva de sus productos.
FUNDAMENTO
El Análisis de Falla es un procedimiento minucioso y organi-
zado que nos permite determinar la probable causa raíz de la
falla o defecto de un componente, y a partir de estos resul-
tados, elaborar acciones correctivas y propuestas de mejora
que reduzcan la recurrencia de casos. Esta definición se ha
enmarcado típicamente para abordar los casos en que las
fallas se presentan en los componentes durante su servicio.
En el presente trabajo se adapta esta metodología al análisis
de un defecto o falla ocurrida durante el proceso de fabrica-
ción de un componente de acero fundido.
METODOLOGÍA
El artículo se desarrolla sustentado en la metodología para
un análisis de falla de componentes en servicio, y una vez
adaptado, se grafica con el caso de un componente de acero
fundido, el cual presenta discontinuidades en una sección crí-
tica. El ejemplo se complementa con resultados de análisis de
laboratorio metalúrgico de la empresa fabricante.
Definiciones y relaciones entre falla – defecto.
Falla:
Imperfección, irregularidad que puede ocasionar el rechazo o
colapso del producto “pieza”, tanto si es total, como si es recu-
perable. Es la incapacidad de la pieza a realizar las funciones
para la cual fue diseñada.
Defecto:
Anomalía o discontinuidad en la superficie o interior de una
pieza. Un defecto es una discontinuidad inaceptable. Si la dis-
continuidad es aceptable, no se considera un defecto.
Para los efectos de este trabajo, consideraremos a la Falla y al
Defecto, como sinónimos.
PROCESO DE PRODUCCIÓN DE UNA PIEZA FUNDIDA
Para producir adecuadamente un componente de acero fundi-
do, con las características, y propiedades específicas requeridas
para un buen desempeño durante el servicio, es imprescindi-
ble que cumpla una serie de etapas generales, y son:
Etapas:
- Proyecto
- Diseño de alimentación.
- Modelo
- Moldeo
- Composición química.
- Temperatura de colada.
- Vaciado de metal.
- Solidificación
- Desmoldeo
- Limpieza
- Tratamientos térmicos
- Mecanizado
53
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
Fig. 1
VARIABLES QUE INTERVIENEN EN CADA PROCESO DE LA PRODUCCIÓN
En cada una de las etapas u operaciones que constituyen el
proceso de producción para la fabricación de un elemento
fundido, participan alrededor de cien variables, las cuales
necesitan una atención y control especifico para evitar que in-
fluyan en la generación o propagación de un defecto, ya sea
que intervengan individualmente o en forma combinada con
alguna otra, incrementando el nivel de la falla.
Es importante tener un registro detallado del control que se
realiza en cada etapa mencionada. Ello nos permitirá también
documentar y sustentar las investigaciones posteriores que se
lleven a cabo ante el análisis de falla o defectos posteriores.
TIPOS DE FALLA Y DEFECTOS EN PIE-ZAS FUNDIDAS
Los defectos se clasifican en internos y superficiales, separan-
do los inherentes a las piezas durante la solidificación del ace-
ro líquido, de los inherentes a la transformación (conjunto de
operaciones posteriores a la solidificación, tales como el enfria-
miento, calentamiento, tratamiento térmico y mecanizado), los
cuales son más controlables, y pueden evitarse casi en su totali-
dad. Sin embargo, los relacionados a las piezas antes y durante
la solidificación, son más difíciles de evitar.
Cuadro 1. Variables que intervienen en cada proceso de la producción
54
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
Cuadro 2. Defectos potenciales que se relacionan en cada etapa del proceso de la producción
Cuadro 3
55
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
EVALUACIÓN DE UN DEFECTO
Para caracterizar un defecto y calificarlo, es necesario utili-
zar ensayos No Destructivos, Ensayos Destructivos, Normas
de referencia, Manuales de defectos, Niveles de aceptación
- calidad del fabricante, especificaciones y requerimientos
del cliente. Asimismo es muy importante la experiencia pro-
fesional del personal. Las fallas o defectos pueden producirse
en cualquier momento de la “vida” de una pieza metálica. Si
este se genera durante la producción inicial, denominaremos
defecto inherente. Si se produce durante procesos posterio-
res, denominaremos discontinuidad de proceso, y también
se puede producir durante su uso, denominaremos fallas por
servicio.
Pueden clasificarse:
- Defecto critico.
- Defecto relevante.
- Defecto menor.
Se han realizado muchos esfuerzos para conseguir la univer-
salización de los glosarios y términos de fundición en casi
todas las naciones de habla española. Podemos decir que a
la fecha aun no se ha logrado el objetivo, y en cada país se
ofrecen denominaciones diferentes para los mismos concep-
tos. Inclusive se encuentran diferentes expresiones en sus
diversas regiones. El Colegio de ingenieros del Perú, cuenta
con un glosario.
CONSERVACIÓN DE LAS MUESTRAS CON FALLAS O DEFECTOS
Al presentarse una falla o defecto, se recomienda tener las
siguientes consideraciones con las muestras, con la finalidad
de no alterar sus características físicas, químicas, mecánicas,
y metalúrgicas :
- Las muestras no se les debe aplicar soldadura para facili-
tar el izaje.
- No se deben exponer a soluciones corrosivas, pinturas ni
grasas.
- No deben de recibir impactos ni rozamientos durante su
manipulación.
- No exponer en ambientes de temperatura extrema o va-
riable.
- Ser sujetados y levantados con cables o cuerdas de mate-
riales naturales o sintéticos.
- Ser cubiertos con protectores plásticos.
Estas consideraciones se deben tener en cuenta en los casos
que la muestra a analizar se ha separado del componente falla-
do, de mayor peso y longitud, que hace muy difícil su traslado
en forma completa. Siempre es importante que el análisis inclu-
ya la zona del incidente, de ser posible. Estas premisas también
se deben recordar para casos de fallas en piezas que se presen-
tan en cualquier rubro de la industria.
ENSAYOS Y NORMAS DE REFERENCIA
Se indican los principales ensayos que se realizan para detectar
y caracterizar los defectos en una pieza fundida.
- Inspección Visual............... ASTM A 802 SCRATA
- Líquidos Penetrantes...........ASTM E 165
- Partículas Magnéticas..........ASTM E 709
- Ultrasonido..........................ASTM A 609
- Radiografía Industrial..........ASTM E 186 / E 446.
- Dureza................................ASTM E 140 / A 370 / A 956
- Metalografía........................ASTM E 112
Además de ellos también se utilizan para casos especiales:
- Análisis Macrográficos.
- Microscopía Electrónica de Barrido (SEM).
- Corrientes Inducidas.
- Ensayo fractográfico.
- Ensayos mecánicos (Tracción, Fatiga, Impacto).
- Ensayo Químico (Corrosión).
METODOLOGÍA PARA DETERMINAR LA CAUSA RAÍZ DE UNA FALLA – DEFEC-TO
56
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
El origen o la causa raíz del defecto de una pieza, es la cau-
sa primaria sobre la cual se deberá actuar principalmente
para eliminarlas o reducirlas en el futuro.
En el análisis de defectos, no siempre se presenta una
sola causa raíz, sin embargo es posible analizar sus efectos,
y tomar acciones correctivas para controlarlas o evitarlas
en el futuro.
En la ejecución del análisis de fallas o defectos, es necesa-
rio tener en cuenta toda la historia técnica de la fabricación
de la pieza en todas las etapas, y además, inclusive, la hoja de
vida de cada una de las personas involucradas en ellas.
PROCEDIMIENTO PARA REALIZAR UN ANÁLISIS DE FALLA – DEFECTO
Ante el acontecimiento de la detección de una falla, se esta-
blece una secuencia y procedimiento para realizar el análisis
respectivo, con la finalidad de determinar la causa raíz del
problema.
Causa raíz de la falla o defecto:
La causa raíz tiene distintas naturalezas, orígenes, áreas de
análisis, y pueden tener :
- Origen físico
- Origen humano
- Origen sistema (gestión)- latente
Errores que producen fallas o defec-tos:
Los errores que causan defectos en las piezas fundidas, pue-
den clasificarse por origen:
- Operacionales
- Diseño
- Mantenimiento
- Manufactura
- Instalación
- Ceguera situacional
METODOLOGÍA PARA DETERMINAR LA CAUSA RAÍZ DE UNA FALLA
Existen diferentes metodologías o procedimientos para anali-
zar y determinar la causa raíz de un defecto. Se determinará
qué metodología utilizar, de acuerdo al nivel del alcance que se
pretende en la búsqueda de la causa raíz. Se presentan algunas
de las más utilizadas:
- Análisis de falla (FA)
- Investigación de la causa raíz (RCI)
- Análisis de la causa raíz (RCFA)
- Análisis de causa raíz (RCA)
HERRAMIENTAS PARA ANALIZAR UNA FALLA O DEFECTO
Se seleccionan algunas herramientas más utilizadas para anali-
zar la causa raíz de un defecto:
- Técnica 5 por qué (causas latentes organización)
- Diagrama ishikawa (causa efecto: lluvia de ideas). catego-
rías: hombre-máquina-entorno-material-método-medida.
- Diagrama pareto (80% problemas provienen del 20% cau-
sas identifica problemas más significativos del proceso).
- Árbol de fallas (identifica potenciales causas de fallas en
el sistema hasta llegar a la causa raíz). Nos permite de una
manera ordenada, ir analizando cada uno de los niveles y
podemos determinar la causa raíz de la falla o defecto de la
pieza, y evitar su recurrencia.
METODOLOGÍA PARA EL DESARROLLO DE UN ANÁLISIS DE FALLA O DEFEC-TOS. PROCEDIMIENTO
- Decida qué hacer. Establecemos el nivel del análisis del de-
fecto, costo y duración.
- Averiguar lo que pasó en la planta.
- Realizar una investigación preliminar. No eliminar informa-
ción valiosa.
- Recolectar datos relevantes. Procedimiento de la 5 P.
- Determinar el defecto – falla primaria.
57
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
- Examinamos y analizamos la falla primaria (árbol lógico)
- Caracterizamos la pieza defectuosa.
- Determinamos el mecanismo que originó el defecto.
- Determinamos la causa raíz de la falla
- Elaboración del informe.
INFORME
El informe que se elabora debe ser claro, preciso, documen-
tado, concreto, objetivo, constructivo, con detalles de todo el
proceso del análisis, con las conclusiones y recomendaciones
respectivas.
CONCLUSIONES
El análisis de fallas para determinar la causa raíz, es una valio-
sa herramienta para encontrar la verdadera razón que ha ori-
ginado el defecto, involucrando en la investigación, a todos
los niveles de la organización, y las conclusiones, acciones
correctivas y recomendaciones, permitan controlar y evitar
que estos defectos de repitan en el proceso productivo de
una pieza fundida.
Todas las variables que participan en el proceso productivo
de una pieza fundida son importantes. Una o varias de ellas
pueden originar un defecto y rechazo de la pieza, por lo tan-
to, es imprescindible controlarlas.
El factor humano es determinante en un análisis de fallas. El
compromiso que asuma cada colaborador en los diferentes
niveles de la organización, permitirá tener en cada una de las
etapas de la producción, una óptima actitud de confianza, y
al presentarse un defecto, contar con la participación de to-
dos ellos, teniendo como objetivo, la búsqueda de la verdad.
RECOMENDACIONES
Aplicar la metodología del análisis de fallas para determinar
la causa raíz de los defectos en piezas fundidas.
El analista de fallas tiene como objetivo determinar la causa
que provocó el defecto, y utilizar este conocimiento para evi-
tar defectos similares en el futuro. Su objetivo no es buscar
culpables, parcializarse con alguna de las partes involucra-
das. Debe tener una actitud objetiva e imparcial.
Los informes deben mantener un nivel de términos técnicos
y científicos, por más que el defecto sea muy sencillo de de-
finir.
Tener mucho cuidado en determinar la causa raíz de un defec-
to. Llegar a una solución equivocada es mucho más grave que
no llegar a ninguna.
Caso: fisuras en superficie mecanizada en agujero de zapata de oruga
Descripción del elemento fallado
La zapata de oruga es un componente que ensamblado con
otros similares, forma parte del sistema de traslación de las pa-
las mecánicas, en la minería de tajo abierto. La pieza tiene un
peso de 850 Kg., con medidas generales de 1,200 mm. largo X
600 mm. ancho X 250 mm. De espesor. Consta de 6 orejas de
ensamble mecanizadas de Ø 115 mm. De diámetro X 150 mm.
De ancho. La pieza es la número 18.
Identificación del componente:
Se recopila la información del componente, obtenida según los
procedimientos de rastreabilidad del sistema de fabricación,
como número de plano, código de pieza, peso, fecha de mol-
deo, número de molde, número de colada, y número de Trata-
miento térmico.
Información referencial del material según especificacio-
nes.
La pieza analizada se fabricó en acero al Manganeso ASTM A
128 grado E-1, con tratamiento térmico de temple (Austeniza-
do). Propiedades mecánicas referenciales:
Resistencia a la tracción: 830 / 965 MPa. Límite elástico: 700/750
MPa.
Elongación: 30 / 40 %. Dureza: 200 / 230 HB.
Historia del proceso de fabricación del componente en el
momento de la falla
El componente se encontraba en proceso de fabricación, etapa
de mecanizado, aparentemente bajo condiciones normales. La
herramienta de corte ha sido la adecuada (pastilla de carburo
de tungsteno), profundidad, avance, y velocidad de corte, refri-
gerante. Las herramientas de corte se encontraban calibradas,
y los operarios debidamente capacitados.
Detección de la falla.
Durante el proceso de inspección de rutina en la etapa post
mecanizado con END Líquidos Penetrantes, se detectan múl-
tiples fisuras en uno de los seis agujeros mecanizados. La zona
con las indicaciones comprometen aproximadamente el 20%
58
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
de la superficie, a todo lo largo del ancho de la sección ana-
lizada, con una longitud de arco de 50 mm. X 150 mm. de
longitud. En el aspecto dimensional, todos los agujeros se en-
contraban dentro de las tolerancias especificadas en el plano
de fabricación.
Estudio mecánico y metalúrgico asociado a la falla o de-
fecto.
Ante el evento suscitado, realizamos los estudios respectivos
para caracterizar el material, y apoyar la investigación con los
siguientes ensayos:
- Inspección por Líquidos Penetrantes.
- Ensayo de Dureza.
- Análisis Metalográfico.
- Composición química.
Resultados y análisis de resultados
Las pruebas, análisis y evaluación de resultados se realizan en
los laboratorios de la empresa fabricante.
Inspección por Líquidos Penetrantes.
Se repite el ensayo mencionado, y se verifica la presencia de
la falla o defecto en la zona y dimensiones determinadas pre-
viamente.
Fig. 3
Ensayo de Dureza.
La dureza del material base, registrada en una zona no meca-
nizada D1, y la zona D2 con fisuras son 210 HB, y D2: 260 HB.
Utilizamos el durómetro portátil Equotip . Ver figura 3.
Análisis Metalográfico.
Se extraen dos muestras de las zonas M1 (zona sin fisuras), y
M2 (zona con fisuras). Ambas muestra se embuten en resina.
Se realiza el pulido con papeles de lija número 240, 400, y 600.
Las muestras son atacadas con el reactivo de nital al 3%, y se
analizan en el microscopio metalográfico óptico, utilizando au-
mentos de 100X. Ver fig. 3.
Los resultados del análisis nos indica:
Muestra M1: Matriz 100% Austenítica, con granos poliédricos
equiaxiales, con tamaño de grano entre 3-5, según ASTM E112.
Además se observan inclusiones de tipo no metálico dispersas
en la matriz, y en los límites de grano.
Muestra M1
Fig. 4. 100X
Muestra M2: Matriz 100% Austenítica, con presencia de inclu-
siones no metálicas, granos poliédricos equiaxiales, y tamaño
entre 4-6, con morfología intergranular de bandas, típico de
soldadura Austenítica. No se observan precipitados de carbu-
ros metáilicos.
Muestra M2
Fig. 5. 100X
CQD1, M1
D2, M2
59
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
Composición química (CQ)
Se extrae una muestra de la zona CQ, de la fig. 3. El análisis
químico nos muestra que el material corresponde a la espe-
cificación del material ASTM A 128 E-1.
La muestra se analiza con el espectrómetro de emisión ópti-
ca ARL Metals Analyzer.
Causas que originaron la falla.
De acuerdo a los resultados obtenidos en los ensayos detalla-
dos, metalográficos, dureza, y con la información de la inves-
tigación (entrevistas, reportes, y otros), se llega a determinar
que el operario de la máquina herramienta, cometió un error
durante el mecanizado. La medida del diámetro de uno de
los agujeros interior quedó fuera de tolerancia. Su acción ini-
cial fue reparar con soldadura la zona con desviación dimen-
sional, y rectificar con mecanizado sin consultar a la jefatura
inmediata, ni registrar la no conformidad.
Esta segunda acción es considerada como una falta.
El material de aporte utilizado es AWS AS.13-80R, para aceros
al manganeso tipo Hadfield.
CONCLUSIONES
La causa raíz del defecto es por ceguera situacional.
Las múltiples discontinuidades detectadas (fisuras), compro-
meten el adecuado servicio del componente, por las altas
exigencias bajo esfuerzos combinados de tracción, compre-
sión, torsión, y flexión. La pieza es declarada chatarra.
RECOMENDACIONES
Promover el diálogo, la confianza, y el compromiso de la em-
presa con sus colaboradores.
Realizar una revisión, y difusión de los procedimientos de
trabajo entre las personas involucradas en cada etapa del
proceso de fabricación.
REFERENCIAS
[1] Manual del Fundidor. J. Duponchelle. Editorial Gustavo
Galli S.A. Barcelona 1988
[2] Manual de defectos de Fundición. Copy Right 1972.1984.
American Foundrymens Society. Inc. USA.
[3] Tecnología de la Fundición. Editorial Gustavo Galli S.A.
Barcelona 1980
[4] ASM Heat Treater’s Guide Practices and Procedures for
Irons and Steels
[5] ASM Metals HandBook Volume 4 - Heat Treating. 1991.
[6] ASM Metals HandBook Volume 09 - Metallography and
Microstructures. 1992.
[7] ASM Metals Handbook Volume 11 – Failure Analysis and
Prevention. 2002.
[8] ASM Metals Handbook Volume 15 – Casting. 1992.
[9] ASM Metals Handbook Volume 17-Nondestructive eva-
luation and Q.C. 1992.
[10] Defectología de Fundición. Universidad Nacional de Co-
mahue. Ing. Ricardo Echevarría.
[11] Análisis Metalúrgico de Fallas. Dr.-Ing. Pablo Bilmes
[12] ASTM Authorized Global Instructor – Lima 2008
[13] El Análisis de Falla con Diagramas de árbol. Departamen-
to de seguros de Texas 2008
[14] Análisis de falla en componentes mecánicos, Universidad
Católica del Perú, 2010.
[15] AVNER, Sidney (1987). Introducción a la Metalurgia Física.
Segunda Edición. México
[16] D.F.: Editorial Mac Graw-Hill.
[17] VAN BLACK, Lawrence H. (1992). Materiales para Ingenie-
ría. México: Compañía Editorial Continental.
60
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
HEREDIA, Juan Carlos. “Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero Fundido”
ACERCA DEL AUTOR
Ingeniero Metalúrgico, con maestría en Transformación y
Ciencia de los Materiales de la Universidad Nacional Mayor
de San Marcos, Lima Perú. Posee un Diplomado en Análisis
de Fallas de componentes mecánicos por la Pontificia Uni-
versidad Católica del Perú. Técnico en Mecánica de Produc-
ción, y máquinas herramientas.
Docente a tiempo parcial en Tecsup con el curso de Tecnolo-
gía de los Materiales, y Tecsup Virtual con los cursos de Tec-
nología de los Materiales, y Control Estadístico de Procesos.
Integrante del comité Técnico de Normalización para la Indus-
tria de la Fundición Nacional, en representación del Colegio de
Ingenieros del Perú (CIP), e INDECOPI.
Experiencia profesional industrial en tratamiento térmico de
los aceros, Ensayos No Destructivos, Ensayos Mecánicos, Repa-
ración de componentes metálicos con soldadura.
Actualmente se desempeña como Ingeniero de Control de
Calidad, Analista de Fallas, y jefe del Taller de soldadura de la
empresa Fundición Callao S.A.
Original recibido: 19 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 21 de mayo de 2012
ANEXOS
61
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
César Vera, Tecsup
Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos
Design and Performing of an Electronic Shifting Water Level Control in a Steam Boiler
Resumen
Los calderos son máquinas térmicas que tienen como fun-
ción generar vapor. Ya sea para sistemas de calefacción,
generación energía mecánica, generación de energía eléctri-
ca, o incluso procesos de esterilizado y limpieza, el vapor es
indispensable en la industria. Para poder generar vapor, los
calderos utilizan energía proveniente de la combustión para
elevar la temperatura del agua y transmitirle calor hasta ge-
nerar vapor a una determinada presión.
El proyecto tuvo como alcance mejorar el sistema de control
de nivel de agua dentro de las calderas pirotubulares, en las
cuales el agua se encuentra rodeando el hogar o quemador.
En muchas calderas el control de nivel se basa en dos pun-
tos, un nivel máximo que indica que se apague la bomba
que proporciona el agua, y un nivel mínimo que es donde
se enciende nuevamente la bomba. Dicho tipo de control se
denomina “ON/OFF” y es el control más antiguo y típico para
controlar rangos en almacenamiento de fluidos.
Pese a ser un control sumamente económico y práctico, tiene
varios defectos como son la caída súbita de presión cuando
ingresa agua fría al caldero, golpes térmicos en el caldero,
desgaste de la bomba por arranques continuos, etc.
Es por ello que se implementó un control modulante que
mantiene el nivel en el mismo punto, abriendo y cerrando
una válvula proporcional en la alimentación de agua, con
variaciones directamente proporcionales al diferencial que
existe entre el nivel real y el nivel óptimo. De tal manera que
el nivel siempre se mantendrá en el mismo punto de nivel ópti-
mo, y si el nivel subiese o bajase por variaciones en la demanda
de vapor, la válvula de ingreso se cerraría o abriría proporcio-
nalmente para mantener el nivel en su punto óptimo.
Abstract
Boilers are termal machines made to generate steam. Steam is
needed for heat systems, refrigeration systems, motion energy
generation, electric energy generation, and even for cleaning
and sterilize proceses. Steam is indispensable in industry.
To be able to produce saturated steam, boilers use the heat
produced on combustion chamber to raise water temperature
and transmit it latent heat.
The project was made to improve the water level control sys-
tem inside pyro tubular boilers. Whereas water surrounds the
combustion chamber, or combustion housing.
In many boilers, level control is based on two points: The upper
level, which is the maximum stable water level and the lower
level, which is the minimum.
Upper level shuts off the feeder pump, and lower level indica-
tor turns it on. This kind of control is called “ON/OFF” and is the
oldest and most typical system used to manage ranges of fluids
in containers such as tanks, reservoirs, boilers, etc.
ON/OFF control is economic and practical but is so far from
being ideal. It has a lot of mistakes like the sudden water pres-
62
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
VERA, César. “Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos”
sure drop when pump is turned on, and the thermic damage
in the boiler due to the cold water, and the excessive load on
every pump start, which reduces its lifetime.
That is why we implemented a modulating control that
keeps the level at the same point, opening and closing a pro-
portional valve in the water supply, with variations directly
proportional to the difference between the actual and the
optimal level. So that the level will always remain in the same
optimal point, and if you ascend or descend level by varia-
tions in steam demand, the intake valve is closed or open
proportionally to maintain the level at its peak.
Palabras clave
Calderas pirotubulares, control de nivel modulante, micro-
controladores Freescale-motorola, electroválvulas propor-
cionales, generación de vapor, sensores ópticos.
Key words
Pyro tubular boilers, shifting level control, microcontrollers,
freescale-motorola, proportional electrovalves, steam gene-
ration, optic sensors.
INTRODUCCIÓN
La automatización puede mejorar la calidad, la eficiencia y la
efectividad de los procesos de producción, sin embargo, en
la industria nacional aún es común ver procesos totalmente
manuales y poco eficientes. Pese a que los inversionistas son
conscientes de que la automatización significaría un gran
paso en sus industrias, los proyectos que se plantean requie-
ren de la importación de complejos sistemas de control, o
de controladores lógicos programables (PLC), que si bien son
eficientes para la industria moderna, la inversión que requie-
ren sobrepasa la capacidad logística de muchas empresas.
Asimismo, existen técnicas y mejoras que se plantean para
incrementar la eficiencia, reducir las emisiones y mejorar la
productividad de los procesos. Sin embargo, tampoco se
aplican por la falta de iniciativa.
En el planteamiento del proyecto se propuso soluciones a los
problemas mencionados. Entonces se optó por realizar una
mejora en la eficiencia de los calderos, reemplazar el proce-
so de control de nivel ON/OFF y diseñar un control de nivel
modulante controlado electrónicamente con microcontrola-
dores para demostrar que existen otras alternativas de auto-
matización.
Como en todo proceso de diseño, se trazó requerimientos y ob-
jetivos que debe cumplir el control a implementar, tales como
confiabilidad, economía, impacto al medio ambiente, etc. Para
ello se realizó una matriz morfológica y se seleccionó las tecno-
logías y procedimientos más apropiados para el proceso.
Entre las opciones consideradas se optó por utilizar la tecnolo-
gía de microcontroladores Motorola-Freescale de 32 bit para
el sistema de procesamiento de datos. Para el sistema de ac-
tuación; el manejo de fluidos se realizó utilizando dos servo
válvulas proporcionales con motor paso a paso. Y para el siste-
ma de adquisición de datos se utilizaron sensores ópticos NPN
con señal digital. Además que todo fue montado en un tablero
que incluía etapas de protección-aislamiento con optoacopla-
dores, acondicionamiento de señal y puentes H integrados con
transistores MOSFET para la etapa de potencia.
MARCO TEÓRICO
Sistema encendido – apagado (On/off)
Este es el mas sencillo de los sistemas de control; el quemador
esta encendido a su maxima capacidad, o completamente apa-
gado. La mayor desventaja de este metodo de control radica
en que la caldera se sujera a choques termicos bruscos, cada
vez que el encendido. Por lo tanto, su uso debe limitarse a cal-
deras pequeñas hasta unos 500 kg vapor/hora.
Ventajas del sistema de control encen-dido-apagado
Son sistemas accesibles y fáciles de instalara
Representan una alternativa sumamente económica para el
control de nivel.
Desventajas del sistema de control encendido-apagado
Si se presenta una demanda fuerte de vapor inmediatamente
después de apagarse el quemador, se reduce considerable-
mente la cantidad de vapor disponible.
Se producen choques termicos a los componentes de la cal-
dera.
Ventajas del control modulante sobre el control on/off
Independientemente de la cantidad de elementos que se utili-
cen el control modulante tiene varias ventajas sobre el control
on/off. Entre estas podemos mencionar:
63
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
VERA, César. “Diseño e implementación de un sistema electrónico de control modulante de nivel en calderos”
Presión y caudal de vapor estable.
Mayor eficiencia en la operación del quemador.
Menor fatiga térmica sobre la pared de la caldera. El agua no
se puede alimentar a más de 90 °C porque puede darse ca-
vitación en las bombas, esto implica que en el control todo/
nada se producen choques térmicos en la caldera que esta-
ría trabajando a una temperatura más alta que el agua pro-
veniente de la bomba.
Menor arrastre de agua con el vapor Puede utilizarse una es-
tación central de bombeo.
Control manual del nivel de agua
PROCEDIMIENTO
En el sistema de control la bomba era controlada directa-
mente por los contactos de la boya mc donnell. Por lo tanto,
cuando la boya detecta el nivel mínimo enciende la bomba, y
cuando detecta el nivel máximo; apaga la bomba.
Cuando disminuye el nivel, ingresa una cantidad conside-
rable de agua fría que afecta directamente la demanda de
vapor del caldero. Por lo tanto, si algún proceso depende del
caldero, lamentablemente dicho proceso tendrá una presión
muy cambiante, dado que cada cierto tiempo ingresará agua
fría al caldero que estropeará la producción de vapor hasta
que el caldero recupere su presión y temperatura
Figura 1. Distribución de agua control ON-OFF
Condición con control de nivel
Se plantea cambiar la boya Mc donnell por un sensor de nivel
electrónico y controlar el agua entrante al caldero con 2 elec-
troválvulas.
La bomba que genera caudal de ingreso de agua ya no será
prendida y apagada cada vez que el nivel de agua varíe dentro
de la caldera; sino que estará siempre prendida y el caudal que
ingrese será regulado por la apertura de 2 electroválvulas de
control, que dirigirán el flujo a la caldera o de retorno al depó-
sito de agua blanda.
Figura 2. Distribución de agua control modulante
El sensor de nivel mandará señales eléctricas que indiquen el
nivel actual del agua, estas serán interpretadas por el contro-
lador, que a su vez enviará una señal a las electroválvulas que
determinarán la apertura necesaria para mantener el nivel de
agua siempre uniforme.
Realizar este tipo de control ayudará a que la producción de
vapor, el ingreso de caudal de agua al caldero, el consumo de
combustible y el nivel de agua sean constantes a través del
tiempo
64
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
VERA, César. “Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos”
Figura 3. Arreglo de sensores ópticos
Datos de la Caldera:
Serie: 039 – 97
Modelo: DV30 – 7 – 2
Capacidad: 7 BHP
Producción de Vapor: 241.5 lb/hr
Consumo de Combustible: 2 Gal/hr
Potencia de Diseño: 125 Psig
Con los siguientes datos de entrada se procedió a calcular la
eficiencia térmica donde se corroboro un aumento de 5% de
eficiencia utilizando el control modulante
Figura 4. Vista de la caldera
Figura 5. Grafico Temperatura vs Entropía
Eficiencia Térmica de Producción de vapor control ON/OFF
53%.
Figura 6. Diagrama de bloques del proceso
RESULTADOS
Se procedió a medir parámetros térmicos tales como presión
temperatura, consumo de agua, consumo de combustible, en
donde se obtuvo una caída apreciable en el consumo de com-
bustible, de igual manera la presión de trabajo se estabilizo y
aumento el consumo de agua
Figura 7. Consumo de combustible vs tiempo
65
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
VERA, César. “Diseño e implementación de un sistema electrónico de control modulante de nivel en calderos”
Figura 8. Presión de vapor parcial vs tiempo
Figura 9. Volumen de agua de ingreso vs tiempo
CONCLUSIONES
• Se demostró la viabilidad del control basado en mi-
crocontroladores embebidos, que son mucho más ac-
cesibles que los PLC y, si se seleccionan de la manera
apropiada, pueden llegar a estándares similares de
confiabilidad
• Laproduccióndevaporfueconstante,nogenerocaí-
das de presión.
• Laalimentacióndeaguaalcaldero,sedaa travésde
una bomba hidráulica, parte del arreglo hace que dicha
bomba funcione todo el tiempo y solamente el agua
no utilizada recircule.
• LaEficienciatérmicafuecalculadautilizandoelprogra-
ma EES (Engineering Equation Solver) donde se varió
algunos parámetros para un cálculo más específico.
• UtilizandoelcontrolON-OFFdefábricade lacaldera,
se calculó una eficiencia de 53% en la generación del
vapor trabajando con presiones bajas, por otro lado,
el control modulante, generó una eficiencia de 58%,
aumentando entonces 5%, debido a que el consumo de
combustible (D-2) disminuyo.
• ConuncontrolON-OFFLapresióndetrabajo,disminuye
en medida que prende y apaga el quemador, que tiene
un mando directo a través de un presostato y un diferen-
cial de presión, eso hace que la presión de salida de vapor
no sea constante, con el control modulante, la presión se
estabilizo y se mantuvo mas constante, independiente-
mente del consumo de vapor.
REFERENCIAS
[1] Spirax Sarco (2010), Control de nivel de agua y alarmas
para sistemas de vapor.
[2] Spirax Sarco (2010), Control de nivel (on/off o modulan-
te), utilizando sondas capacitivas
[3] Avalos, (2002), Teoría de control ajuste de calderas indus-
triales. Universidad Politécnica de México.
[4] Freescale (2010), Coldfire Microcontrollers.
[5] Fchat EES (2009)(Engineering Equation Solver) .
[6] Cengel Yunus (2003), Mecánica de fluidos fundamentos y
aplicaciones.
[7] Van Wylen (2003), Fundamentos de la Termodinámica.
ACERCA DEL AUTOR
Ingeniero Mecánico egresado de la Universidad Nacional de
San Agustín, Magíster en Ingeniería Mecánica por la Pontífice
Universidade Católica de Rio de Janeiro (Brasil), especialidad
en Motores de combustión Interna con énfasis en Máquinas
Térmicas, Petróleo - Gas y Energía, proyectos de conversión de
motores Diesel a combustibles alternativos
Se ha desempeñado como asesor en temas relacionado con la
producción y máquinas térmicas, además ha sido monitor en
el Laboratorio de Ingeniería Vehicular de la PUC-Rio (Brasil)
actualmente se desempeña como docente en el área de Me-
cánica de Tecsup, sede Arequipa, donde dirige el programa de
Desarrollo y Promoción de Tecnología Basada en Fuentes de
Energía Renovable. Dominio del idioma portugués e inglés.
Original recibido: 19 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 23 de mayo de 2012
67
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
Adriana Barja, Tecsup Hernán Zapata, Tecsup
Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados
Fenton Process for Treatment of Colored Effluents
Resumen
El presente trabajo se refiere a la investigación de degra-
dación de efluentes coloreados, lo que se busca es un tra-
tamiento que transforme estos efluentes en compuestos
incoloros;el método utilizado para este fin es el método Fen-
ton, el cual es un proceso de oxidación avanzada que per-
mite la degradación de los efluentes orgánicos, para ello los
parámetros evaluados en este estudio fueron pH, peróxido
de hidrogeno e ion hierro (II), a los cuales se les realizaron
ensayos variando sus concentraciones para así obtener la
concentración óptima de cada reactivo y el pH ideal, a una
presión atmosférica y temperatura ambiente con la finalidad
de obtener efluentes incoloros.
Abstract
The present paper concerns the investigation of degradation
of colored effluents, which are looking for a treatment that
transforms these effluents into colorless compounds, the
method used for this purpose is the method Fenton , which
is an advanced oxidation process, which allows the degra-
dation of organic effluents for this purpose the parameters
evaluated in this method were pH, hydrogen peroxide and
iron (II), which tests were performed by varying their concen-
trations in order to obtain an optimal concentration of each
reagent and an ideal pH, at atmospheric pressure and room
temperature.
Palabras clave
Fenton, degradación del azul de metileno, anaranjado de
metilo, peróxido de hidrogeno, ión ferroso.
Key Words
Fenton, degradation of methylene blue, methyl orange, hy-
drogen peroxide, ferrous ion.
INTRODUCCIÓN
Las aguas residuales coloreadas generadas por las industrias
no pueden ser vertidas al alcantarillado sin ningún tratamiento
debido a que podrían ser tóxicas para la flora o fauna y además
al ser coloreadas, no dejan pasar la luz del sol en las aguas, ge-
nerando así la baja o eliminación del proceso de fotosíntesis.
Es por ello que se busca un tratamiento el cual posibilite una
degradación efectiva del efluente, sin producir efectos cola-
terales al ambiente;además el tiempo empleado para tal fin
debe ser mínimo y el desarrollo de éste debe ser accesible
económicamente. Un método químico que transforma los con-
taminantes orgánicos coloreados en compuestos incoloros es
el método Fenton; utilizando éste método podemos encontrar
que se produce un cambio en la estructura, una oxidación par-
cial y/o total en los colorantes, llegando a degradar al efluente
hasta eliminar su color.Por tal motivo, la elaboración de este
proyecto busca demostrar mediante datos experimentales,
que variando el pH, las concentraciones de peróxido de hidro-
geno y del ión hierro (II) se logra degradar el efluente coloreado
en un tiempo mínimo.
FUNDAMENTOS
El método Fenton involucra dos componentes, un catalizador
y un oxidante químico. El catalizador puede ser Fe(II) o Fe(III) y
68
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
BARJA, Adriana. “Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados”
el agente oxidante comúnmente utilizado es el peróxido de
hidrógeno. El objetivo principal de la reacción de Fenton es
la formación de radicales hidroxilo (OH.), el cual es un oxidan-
te bastante fuerte y es el responsable de la oxidación de las
moléculas orgánicas; para ésta reacción el pH de la solución
debe ser ácido [2]; este proceso se vuelve catalítico cuando
el Fe2+ se oxida a Fe3+.[1]
Fe2++H2O
2Fe3+ � OH.+ OH-(1)
Fe2++OH.Fe3+ � OH-(2)
Fe3+ + H2O
2Fe2+ � OOH.- + H+ (3)
Experimental:
Materiales
Los equipos empleados fueron:
• XplorerGLX
• EspectofotometroJenway
Muestras:
Se prepararon dos efluentes sintéticos por separado: azul
de metileno con concentración de 50 ppm y anaranjado de
metilo con concentración de 100 ppm. Las modificaciones
de pH se realizaron utilizando ácido sulfúrico e hidróxido de
sodio. El agente oxidante fue agua oxigenada y la sal de ión
ferroso fue sulfato ferroso heptahidratado.
PROCEDIMIENTO
Primero se procedió a realizar un barrido preliminar, para de-
terminar la longitud de onda a la cual cada colorante da la
máxima absorbancia. Los valores obtenidos fueron :
- Para azul de metileno:
665 nm para todos los pH
- Para anaranjado de metilo :
515 nm a pH = 2 y 3
465 nm a pH = 4 – 9
Una vez determinado estos valores, se evaluaron los siguientes
parámetros: pH, concentración de agua oxigenada y concen-
tración de ión ferroso; para lo cual se midió la absorbancia en
cada experimento a la longitud de onda ya determinada.
RESULTADO
Con la absorbancias iniciales y finales se determinó el porcenta-
je de color remanente, con la siguiente fórmula :
%CR = 𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴100
Donde: Af: absorbancia final
Ai: absorbancia inicial
Todas las muestras se evaluaron por duplicado y con ellos se
obtuvo un promedio, el cual se muestra en las tablas 1 – 6.
A continuación se muestran los resultados obtenidos para el
azul de metileno y para el anaranjado de metilo :
Tiempomin
pH
2 3 4 5 6 7 8 9
0 100 100 100 100 100 100 100 100
5 63.09 19.33 77.03 100 100 100 100 100
10 40.13 15.55 75.40 100 100 100 100 100
15 24.16 13.09 69.14 100 100 100 100 100
20 18.37 10.84 55.01 100 100 100 100 100
25 12.26 9.60 49.11 100 100 100 100 100
30 11.35 8.09 46.33 100 100 100 100 100
Tabla 1 : Porcentaje de color remanente a diferentes valores de pH, para el azul de metileno con 240 ppm H2O
2 y 25 ppm Fe2+
69
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
BARJA, Adriana. “Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados”
Tiempomin
H2O
2, ppm
300 240 210 180 150
0 100 100 100 100 100
5 31.07 19.33 25.34 26.11 22.86
10 23.26 15.55 19.22 19.87 18.90
15 20.51 13.09 16.56 17.29 16.50
20 18.84 10.84 14.34 14.89 14.64
25 17.23 9.60 13.04 13.81 13.50
30 15.44 8.09 12.05 12.67 12.72
Tabla 2 : Porcentaje de color remanente a diferentes concentraciones de peróxido de hidrógeno, para el azul de metileno a pH = 3 y con 25 ppm Fe2+
Tiempomin
Fe2+, ppm
5 10 15 20 25 30 40 50
0 100 100 100 100 100 100 100 100
5 57.08 24.20 24.77 25.60 19.33 17.45 21.28 30.82
10 24.23 16.43 15.86 17.44 15.55 14.05 17.02 29.66
15 16.95 13.63 13.10 14.60 13.09 11.75 14.79 29.08
20 14.17 11.67 11.14 12.78 10.84 9.85 13.47 25.40
25 12.60 10.00 9.65 12.03 9.60 8.90 13.40 25.25
30 11.35 8.49 8.54 9.08 8.09 7.87 13.01 25.19
Tabla 3 : Porcentaje de color remanente a diferentes concentraciones de ión ferroso, para el azul de metileno a pH = 3 y con 240 ppm H2O
2
Tiempomin
pH
2 3 4 5 6 7 8
0 100 100 100 100 100 100 100
5 4.3 18.34 98.28 100 100 100 100
10 1.38 9.08 36.34 100 100 100 100
15 0.97 6.25 20.14 100 100 100 100
20 0.81 4.73 14.67 100 100 100 100
25 0 3.76 11.66 100 100 100 100
30 0 3.08 9.76 100 100 100 100
Tabla 4 : Porcentaje de color remanente a diferentes valores de pH, para el anaranjado de metilo con 240 ppm H2O2 y 25 ppm Fe2+
70
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
BARJA, Adriana. “Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados”
Tiempomin
H2O
2, ppm
300 240 210 180 150
0 100 100 100 100 100
2 23.62 23.93 12.38 21.79 17.63
4 9.54 4.02 5.48 9.01 7.93
6 5.11 1.87 4.09 7.05 7.30
8 3.07 1.27 2.49 5.73 12.23
10 1.76 1.04 1.92 5.53 16.17
Tabla 5 : Porcentaje de color remanente a diferentes concentraciones de peróxido de hidrógeno,
para el anaranjado de metilo a pH = 2 y con 25 ppm Fe2+
Tiempomin
Fe2+, ppm
5 10 15 20 25
0 100 100 100 100 100
2 100 100 100 79.22 23.93
4 100 100 94.26 30.35 4.02
6 100 98.79 76.55 11.13 1.87
8 100 97.70 41.13 5.22 1.27
10 100 90.23 20.28 3.98 1.04
Tabla 6 : Porcentaje de color remanente a diferentes concentraciones de ión ferroso, para el azul de metileno a pH = 2 y con 240 ppm H2O
2
Gráfico 1 : Porcentaje de color remanente en función del pH, para el
azul de metileno
Gráfico 2 : Porcentaje de color remanente en función de la concentra-
ción del peróxido de hidrógeno, para el azul de metileno
Gráfico 3 : Porcentaje del color remanente en función de la concentración
del ión ferroso, para el azul de metileno
Gráfico 4 : Porcentaje de color remanente en función del pH, para el
anaranjado de metilo
71
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
BARJA, Adriana. “Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados”
Gráfico 5 : Porcentaje de color remanente en función de la concentra-
ción del peróxido de hidrógeno, para el anaranjado de metilo
Gráfico 6 : Porcentaje del color remanente en función de la concentra-
ción del ión ferroso, para el anaranjado de metilo
DISCUSIÓN DE RESULTADOS
A continuación se comentan los resultados obtenidos para
los dos colorantes evaluados.
a. Azul de metileno
EnlaTabla1yGráfico1seobservaqueapHmayora5
el proceso no funciona, ello puede deberse a que el Fe(II)
sóloseencuentradisponibleapHmuyácidos,verGráfi-
co 7, por tanto no se pueden realizar las reacciones(1) y
(2) y si éste se oxidara a Fe(III) para realizar la reacción (3),
tampoco estaría disponible por la formación del hidróxi-
do correspondiente, ver Gráfico 7; por tanto la acción
catalizadora se elimina, de allí que se concluyeque el pH
óptimo es 3.
DelaTabla2yGráfico2,severificaqueelvaloróptimo
de concentración de H2O2 es 240 ppm, la razón que ex-
plicaría por quéla eficiencia disminuye a valores más al-
tos de H2O2 podría deberse a que el agua oxigenada su-
fre una desproporción, según la reacción (4), y por ende
la concentración de agua oxigenada disponible bajaría.
H2O
2H
2O � ½ O
2(4)
En laTabla3yGráfico3,apreciamosqueaparentemente
los mejores valores se encuentran entre una concentración
de 10 a 30 ppm Fe(II), pero se realizó otro experimento
donde se dejó 4 h en estos recipientes y se observó que el
colorante con 5 ppm de Fe(II) se encontraba totalmente in-
coloro y sin precipitado, en cambio los que tenían entre 10
y 25 ppm de Fe(II), se encontraban incoloros pero con un
poco de precipitado de color azul, mientras que los que te-
nían entre 30 a 50 ppm Fe(II) estaban igualmente incoloros
pero con precipitado marrón amarillento, ver Figura 1, ello
se debe a que el hierro (II) se oxidó a hierro (III) y precipitó
como hidróxido de hierro (III)que es de color amarillo, ver
Gráfico7,peroquedebidoa laconcentraciónseobserva
más oscuro, en cambio el precipitado azul se debe a que
además de haber precipitado el hidróxido férrico, éste ad-
sorbió colorante y de allí la tonalidad adquirida. Por tanto a
menores concentraciones, el hierro (II) no precipita.
Gráfico 7 : Diagrama de Pourbaix para el hierro[3]
Figura 1 : Color final después de 4 h para el azul de metileno, a diferentes
concentraciones del ión ferroso
5 10 15 20 25
72
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
BARJA, Adriana. “Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados”
b. Anaranjado de metilo:
EnlaTabla4yGráfico4seobservaqueapHmayora5el
proceso no funciona, ello es debido, al igual que para el
azul de metileno, que el Fe(II) sólo se encentra disponible
apHmuyácidos,verGráfico7.ElpHóptimoparaéste
colorantees2,peroenlaGráfica4tambiénapreciamos
que la cinética de degradación sigue la misma tendencia
que a pH = 3.
En la Tabla 5 y Gráfico 5, observamos que, al igual que
en la evaluación anterior, la concentración de peróxido
de hidrógeno óptima es de 240 ppm, pero en esta opor-
tunidad cuando se eleva la concentración de agente
oxidante, este no baja mucho su eficiencia, por lo que la
reacción (4), no se encuentra muy favorecida con éste co-
lorante.
EnlaTabla6yGráfico6,seapreciaquea25ppmFe(II)se
obtienen los mejores valores, pero como se observa en
la figura 2, entre 15 y 25 ppm Fe(II), la tonalidad de éstos
es baja y se forma un precipitado amarillo. Por tanto el
óptimo sería a 15 ppm Fe(II).
Figura 2 : Color inicial y final para el anaranjado de metilo a diferentes
concentraciones de hierro (II)
CONCLUSIONES
- Usando el azul de metileno a concentraciones de 50 ppm,
las condiciones óptimas para la decoloración fueron :pH
igual a 3, 240 ppm de peróxido de hidrógeno y 5 ppm de
ión ferroso. El tiempo necesario para la decoloración fue
de 25 min.
- Usando el anaranjado de metilo a concentraciones de 100
ppm, las condiciones óptimas para la decoloración fueron
:pH igual a 3, 240 ppm de peróxido de hidrógeno y 15 ppm
de ión ferroso.El tiempo necesario para la decoloración fue
de 10 min.
- Se logró el objetivo del trabajo que era la decoloración de
los colorantes estudiados por el método Fenton.
RECOMENDACIONES
Se recomienda un análisis por espectroscopia infrarroja para
identificar cuáles son los productos de reacción.
REFERENCIAS
[1] Milena,S.;Aguliar,J.;Guillermo,L.,“Tratamientodecon-
taminantes orgánicos por foto fenton con luz artificial”,
Revista de Ingenierías Universidad de Medellín, Vol.8,
N°15, 53-62 (2009).
[2] MartinezE.C.–LopezG.D., “Tratamientoquímicoconta-
minantes orgánicos- El proceso Fenton”, Revista de Inge-
nerias de Universidad Tecnológica Nacional.
[3] Outokumpu. [programa de computadora]. HSC Chemis-
try 7.1; 2010.
ACERCA DE LOS AUTORES
Adriana Paola Barja Obando
Practicante en la especialidad de procesos químicos y metalúr-
gicos del instituto superior tecnológico Tecsup de Lima (2012).
Practicas realizadas en el laboratorio de análisis instrumental
de Tecsup, investigando degradación de los efluentes colorea-
dos utilizando el método Fenton.
Hernán Zapata Gamarra
Ingeniero químico de la universidad nacional de Trujillo, con
estudios de maestría en la pontificia universidad católica del
Perú. Amplia experiencia en tratamientos y análisis de efluen-
tes, expositor de diversos eventos nacionales, miembro del Co-
legio de Ingenieros del Perú, así como de la Sociedad Química
del Perú. Actualmente docente en el departamento de proce-
sos químicos y metalúrgicos, Tecsup 1, en las áreas de química
analítica ambiental e ingeniería ambiental.
Original recibido: 20 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 24 de abril de 2012
73
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
José Rojas, Xxxxxx
Diseño de Proyectos Industriales Operacionales
Victoria Larco, Tecsup
Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La
Libertad (Perú)Four Doses of Nitrogen Effect on the Yield of
Artichoke Ratoon (Cynara scolymus L.) var. Lorca in Moche, La Libertad (Perú)
Resumen
Este trabajo determinó el efecto de cuatro dosis nitrogena-
das sobre el rendimiento de soca en alcachofa sin espinas
(Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad. Se
realizó en un campo que inició la etapa de soca a los 161 días,
conducido bajo riego por gravedad. La cosecha se realizó en-
tre el 2 de Noviembre del 2006 y el 9 de Enero del 2007.
Se empleó un diseño experimental de bloques completos al
azar, con cuatro tratamientos, un testigo y cuatro repeticio-
nes de cada uno, que fueron los siguientes: el tratamiento
testigo (t0) no tuvo fertilización; t
1, t
2, t
3, t
4, con 30, 60, 90 y
120 unidades de N.ha-1 respectivamente. Además se empleó
50 unidades de potasio en todos los tratamientos, excepto
el testigo. Se realizaron, el análisis de varianza y la prueba de
significación de Duncan, con un nivel de significancia de 5 %.
Los resultados mostraron que, durante el periodo total de co-
secha, los mayores rendimientos se obtuvieron con 90N (t3) y
120N (t4) con 3139.8 kg.ha-1 y 3005.9 kg.ha-1 respectivamente.
Asimismo, con estos tratamientos, se obtuvieron los mayores
rendimientos de materia prima aprovechable y de calidad
primera.
Abstract
This research determined the effect of four nitrogened doses
on the yield of artichoke ratoon (Cynara scolymus L.) cv. Lorca,
on a crop with 161 days, conducted under gravity irrigation.
The harvest started since November 2 of 2006 until January
9 of 2007.
It was employed an experimental design of randomed com-
plete blocks with four treatments, one witness and four repeti-
tions of each one, that were as follows: the witness treatment
0N.ha-1 (t0), 30 N.ha-1 (t
1), 60 N.ha-1 (t
2), 90 N.ha-1 (t
3) and 120
N.ha-1 (t4). Additionally, it was employed 50 units of potassium
for every treatment excepting the witness one. It was made a
variance analysis and the test of meaning of Duncan, with a sig-
nificance level of 5%.
Results showed that during the whole harvesting period, the
highest yields where obtained, being 90N (t3) and 120N (t
4) with
3139.8 kg.ha-1 and 3005.9 kg.ha-1 respectively. In like manner,
these treatments obtained the highest yields in useful raw ma-
terial weight and first quality inflorescences weight.
Palabras clave
Alcachofa, Lorca, Soca, Fertilización, Cosecha.
Key words
Artichoke, Lorca, Ratoon, Fertilization, Yield.
INTRODUCCIÓN
La superficie cosechada del cultivo de alcachofa en nuestro
país, viene creciendo en forma sustancial durante los últimos
años (principalmente en las Regiones de mayor producción
como La Libertad, Ancash, Ica y Junín), como respuesta a la de-
manda de este cultivo por parte de las empresas agroindustria-
les exportadoras y de los principales mercados internacionales
de consumo de esta hortaliza (Arredondo, 2007).
Las empresas productoras y exportadoras de alcachofa cuen-
tan en gran medida con el conocimiento de los requerimientos
74
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LARCO, Victoria. “Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad (Perú)”
del cultivo para disminuir los costos de producción, optimi-
zar el uso de recursos y aplicar la certificación GLOBALGAP
para poder acceder a los mercados europeos. Unas de sus
prácticas comunes es la realización de campaña “soca” den-
tro de manejo del cultivo, con lo cual buscan asegurar una
materia prima de buena calidad y en lo posible, a bajo costo
por hectárea, y proveer a su fábricas todo el año. Dentro de
este manejo de soca, las experiencias diversas de agriculto-
res y empresas no dejan en claro si el uso de fertilizantes en
esta etapa es indiferente con su producción y calidad a entre-
gar, que al final les retribuye el precio a pagar.
Teniendo en cuenta esto, la investigación estuvo orientada a
determinar el efecto de la fertilización nitrogenada sobre el
rendimiento y calidad en soca de alcachofa (Cynara scolymus
L) var. Lorca en Moche, La Libertad.
FUNDAMENTOS
Según Donato (1993) el 41.8 % de materia verde de alcacho-
fa corresponde a las hojas. El ritmo de producción de masa
verde varía durante las diversas fases del ciclo vegetativo e
influencia directamente la absorción de los nutrientes. Asi-
mismo la absorción de nitrógeno y potasio por parte de las
hojas es de 40.6 y 31.1 % respectivamente y por parte de los
capítulos el 39.1 y 33.4% respectivamente. Estudios realiza-
dos por Magnifico y Lattanzio (1976) en el sur de Italia consi-
derando una población de 6900 pl.ha-1 concluyeron que en
una campaña fueron extraídos 286 kg.ha-1 de N, 19 kg.ha-1 de
P y 305 Kg.ha-1 de K.
Comúnmente en el cultivo de alcachofa después de una cam-
paña principal o “transplante” que dura aproximadamente
200 días le continúa una campaña denominada “soca”. Ésta
consiste en realizar un chapodo o corte de la planta madre
para hacer producir los hijuelos basales que quedan después
del corte. Esta campaña tiene una duración aproximada de
60 días y se pretende en todo momento costos de produc-
ción mínimos y rendimientos de 5-12 t.ha-1 (Villegas, 2007).
La práctica de soca es valiosa por varios motivos: permite ob-
tener al menos 15% de cosecha adicional por año; se obtiene
una alcachofa de buena calidad pues se renuevan las plantas;
tiene un bajo costo de producción por kilo; permite ingresar
alcachofa a las plantas de procesamiento en épocas en las
cuales normalmente no habría producto, lo cual aligera los
costos fijos de las fábricas; su buena calidad y bajo costo la
convierten en buen negocio para el agricultor; las plantas de
procesamiento obtienen uen precio por sus conservas pues
están fuera del pico de oferta (Ramírez, 2008).
La soca en el Perú es beneficiosa desde el punto de vista de lo-
grar una mayor rentabilidad de la explotación agrícola, ya que
mediante esta técnica se obtiene un ingreso marginal al culti-
vo, sobretodo cuando los transplantes iniciales se han hecho
al fin del verano. La realización de soca se debe ver desde un
punto de vista económico, es decir evaluar el costo beneficio
y la oportunidad (considerando al mercado y las condiciones
climáticas), los inconvenientes técnicos de su manejo pueden
superarse con un buen planeamiento agrícola. Una de éstos
es la fertilización, porque lo que se necesita es promover un
desarrollo violento del follaje, ya que el sistema radicular está
totalmente desarrollado. El momento de fertilización debe ser
inmediato al chapodo. El tipo de fertilizante, dependiendo del
suelo, debe ser en lo posible una fuente de alta solubilidad y
disponibilidad. (Lucchetti, 2008).
METODOLOGÍA
Lugar y fecha del experimento:
El trabajo de investigación se realizó en el Turno A3, lote A del
fundo “El Golf” de la Empresa Sociedad Agrícola Virú S.A., si-
tuado en el Km. 562 de la Panamericana Norte, provincia de
Trujillo, departamento de La Libertad. A 79°01’09” de longitud
oeste, 8°08’08” de latitud sur y una altitud de 13.7 m.s.n.m. Fue
desarrollado durante los meses de octubre del 2006 a enero
del 2007.
Características del Área Experimental:
a. Clima:
Durante el periodo en que se desarrolló el trabajo (Noviem-
bre 2006- Enero 2007) se obtuvo la mayor temperatura en
el mes de Enero, con una máxima de 29.1 ºC y una mínima
de 20.4 ºC y la menor temperatura registrada fue en el mes
de Octubre con una máxima de 23 ºC y una mínima de 16.5
ºC. La evaporación en tanque alcanzó su máximo registro
en el mes de Enero con 5.3 mm.día-1 y la mínima en Octu-
bre con 3.8 mm. día-1.
b. Suelo
La clase textural del suelo correspondió a un suelo franco
con pH 8, clasificado como un suelo moderadamente al-
calino según LASPAF (Laboratorio de Análisis de Suelos,
Plantas, Aguas y Fertilizantes de la Universidad Agraria La
Molina - 2006). Maroto (1995) afirma que la alcachofa es un
cultivo resistente a la salinidad y presenta adaptabilidad a
suelos ligeramente alcalinos. La conductividad eléctrica del
75
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LARCO, Victoria. “Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad (Perú)”
suelo fue de 2.69 dS.m-1, interpretándose como ligera-
mente salino.
c. Características del Cultivo:
El cultivo de alcachofa (Cynara scolymus L.) variedad Lor-
ca, fue instalada por transplante el 19 de abril del 2006,
conducido bajo el sistema de riego por gravedad, con
un distanciamiento entre surcos 1.6 m. y entre plantas
0.60m., haciendo una densidad aproximada de 10416
planta.ha-1. Durante esta campaña de “transplante” se
realizó una fertilización por hectárea con 426 unidades
de N, 227 unidades de P2O5, 445 unidades de K2O, 100
unidades de CaO y 15 unidades de Mg, las cuales se frac-
cionaron en 6 aplicaciones de forma puyada. El consumo
total de agua para esta etapa superó los 22 000 metros
cúbicos por hectárea.
La etapa de soca se inició a los 161 días de cultivo, cuan-
do se realizó el chapodo de la parte foliar el 27 de sep-
tiembre del 2006. Durante este periodo el consumo de
agua fue de aproximadamente 12000 metros cúbicos
por hectárea, por la reducción del ciclo del cultivo.
DISEÑO EXPERIMENTAL:
Se empleó el diseño experimental de bloques completos al
azar con 5 tratamientos y 4 repeticiones.
Los tratamientos fueron:
Clave Descripción
t0 : 0 unidades de N. ha-1 (Testigo)
t1 : 30 unidades de N. ha-1
t2 : 60 unidades de N. ha-1
t3 : 90 unidades de N. ha-1
t4 : 120 unidades de N. ha-1
Cada parcela o unidad experimental consistió de cinco sur-
cos, haciendo un total de veinticinco surcos por bloque, cuya
área fue de 640 m2.
El área total del campo experimental fue de 4000m2.
Actividades previas a la aplicación de los tratamientos:
1. Chapodo:
El chapodo es la labor de eliminación de la planta “ma-
dre” para dar paso a los hijuelos, que ya deben estar pre-
sentes. Esta labor se realizó a machete, dejando al mo-
mento del corte un tocón a aproximadamente 10 cm. del
suelo.
2. Delimitación del área experimental:
Se determinó previamente el tamaño de los bloques y los
tratamientos según el diseño experimental; se procedió a
medirlos, marcarlos e identificarlos mediante banderines
según el tratamiento correspondiente; se dejó 12 metros
entre bloques para evitar alguna influencia del arrastre de
fertilizantes por el riego.
Ejecución de los tratamientos:
Los tratamientos se ejecutaron una semana después del
chapodo, dando tiempo para que la población de hijuelos
se uniformice. Se distribuyó la cantidad en kilos de ferti-
lizantes correspondiente a las unidades para cada trata-
miento, excepto el testigo y su aplicación fue en forma de
puyado. Los fertilizantes usados fueron Cloruro de potasio
y Urea.
Actividades posteriores a la aplicación de los tratamientos:
1. Control Fitosanitario
En cuanto a plagas el problema principal fue el ataque de
gusanos (Heliothis virescens y Spodoptera sp.) que per-
judican directamente a los capítulos; estos problemas se
controlaron con el uso de un insecticida en una aplicación
dirigida con una mochila a palanca.
2. Riego
El riego fue por gravedad. Después del chapodo la frecuen-
cia fue interdiaria mientras que durante la cosecha fueron
diarios.
Inmediatamente realizada la fertilización se realizó un rie-
go ligero.
3. Cosecha
La cosecha se inició 15 días después de la aplicación de los
tratamientos. Esta labor se realizó en forma manual usando
un cuchillo para cortar las inflorescencia (capítulos) del diá-
metro especificado previamente, y luego se depositaban
en las canastas cosecheras de uso en el fundo. El intervalo
de cosecha fue de 3 días y la duración total de la cosecha en
soca fue de 68 días.
76
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LARCO, Victoria. “Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad (Perú)”
Evaluaciones
Evaluación de la cosecha:
Se evaluaron todos los capítulos producidos durante el pe-
riodo total de cosecha considerando para ello sólo los dos
surcos centrales de cada unidad experimental.
Características evaluadas:
1. Rendimiento en peso
Se pesaron todos los capítulos producidos en cada uni-
dad experimental, empleando una balanza de 5 Kg. de
capacidad y 10 g de precisión. Se expresó en kilogramos
por hectárea de: capítulos totales, capítulos aprovecha-
bles (es decir sin descarte) y capítulos según calidades.
La clasificación por calidades de todos los capítulos pro-
cedentes de cada unidad experimental se basó en las
normas de calidad de la Empresa Sociedad Agrícola Virú
S.A. (S.A.V.S.A.).
RESULTADOS
Rendimiento en peso durante el perio-do total de cosecha:
1. Peso total de capítulos:
El análisis de varianza del variable peso del total de ca-
pítulos cosechados mostró diferencia estadística para la
fuente de variación tratamientos. Realizadas las pruebas
de significación de Rango Múltiple de Duncan con un α =
0.05 para la variable peso total de capítulos, se presentan
dos tratamientos estadísticamente superiores frente al
tratamiento testigo, sin diferencias estadísticas entre sí:
el t3 (90 N) con 3139.8 kg.ha-1 y el t
4 (120 N) con 3005.9
kg.ha-1
Figura 1. Promedios de peso total de capítulos (kg.ha-1) en alcachofa
soca bajo dosis crecientes de nitrógeno. Fundo El Golf, 2007.
(1) Promedios unidos por una misma letra son estadísticamen-
te iguales
2. Peso de capítulos aprovechables:
El análisis de varianza de la variable peso total de capítulos
aprovechables mostró diferencia estadística para la fuente
de variación tratamientos.
Realizadas las pruebas de significación de Rango múlti-
ple de Duncan con un α = 0.05 para la variable peso total
de capítulos aprovechables nuevamente presentan dos
tratamientos estadísticamente superiores al tratamiento
testigo, sin diferencias estadísticas entre sí: t3 (90 N) con
2960.91 kg.ha-1 y t4 (120 N) con 2861.07 kg.ha-1.
Figura Nº 2. Promedios de peso total de capítulos aprovechables
(kg.ha-1) en alcachofa soca bajo dosis crecientes de nitrógeno.
Fundo El Golf, 2007
(1) Promedios unidos por una misma letra son estadísticamen-
te iguales.
3. Peso de capítulos de primera:
El análisis de varianza del variable peso del total de capítu-
los de primera mostró diferencia estadística para la fuente
de variación tratamientos.
Las pruebas de significación de Rango múltiple de Duncan
con un α = 0.05 para esta variable nuevamente presenta
a los tratamientos citados anteriormente como estadísti-
camente superiores al tratamiento testigo: (90 N) 2595.1
kg.ha-1 y (120 N) 2484.3 kg.ha-1.
(1) Promedios unidos por una misma letra son estadísticamen-
te iguale
77
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LARCO, Victoria. “Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad (Perú)”
Figura Nº 3. Promedios de peso total de capítulos de calidad primera
(kg.ha-1) en alcachofa soca bajo dosis crecientes de nitrógeno.
Fundo El Golf, 2007
4. Peso de capítulos de segunda:
El análisis de varianza del variable peso del total de capí-
tulos de segunda no muestra diferencia estadística para
la fuente de variación tratamientos.
Asimismo las pruebas de significación de Rango múltiple
de Duncan con un α = 0.05 para esta variable tampoco
presenta diferencias estadísticas entre tratamientos.
5. Peso de capítulos de descarte:
El análisis de varianza del variable peso del total de capí-
tulos de descarte no muestra diferencia estadística para
la fuente de variación tratamientos. De la misma forma
las pruebas de significación de Rango múltiple de Dun-
can con un α = 0.05 para esta variable tampoco presenta
diferencias estadísticas.
Se puede apreciar en los cuadros mostrados que, los tra-
tamientos 3 y 4 con 90 N y 120N, fueron los más indica-
dos para obtener los más altos rendimientos, los cuales
fueron 3139.8 kg.ha-1 y 3005.9 kg.ha-1, respectivamente.
Cabe señalar que tanto el nitrógeno como el potasio son
nutrientes altamente extraídos por los cultivos, por lo
cual su aporte balanceado es el preámbulo de plantas vi-
gorosas y de alta producción. La fertilización realizada en
la etapa transplante y la de soca, permitirá una oportuna
traslocación y almacenamiento de proteínas y carbohi-
dratos en el área radicular como lo afirma Wild (1992),
para que posteriormente puedan ser empleados en la
emisión continua de capítulos.
El uso de dosis altas de nitrógeno: 90 y 120 unidades
junto con las 50 de potasio, se reflejan en el mayor ren-
dimiento de materia prima aprovechable y capítulos de
calidad primera, favoreciendo una buena formación de és-
tos (compactación y peso).
La duración de la cosecha está influenciada por condicio-
nes favorables de manejo y clima y puede llegar a 3 meses;
en este caso tuvo una duración de 68 días. El aumento del
porcentaje de calidad segunda y descarte están influencia-
dos por el clima y la senescencia de la planta, más que por
una fertilización inadecuada. Es así que, debido a tempe-
raturas altas o estrés hídrico durante la cosecha trae como
consecuencia la aparición de ombligo o fofo en los capítu-
los (calidad segunda) o de un incremento del porcentaje de
violáceo (descarte).
Los rendimientos por hectárea obtenidos estuvieron den-
tro del promedio en soca de otras zonas de producción de
la misma empresa, como Barranca y Santa, donde se ob-
tuvieron entre 2 000 a 3000 kg.ha-1. El Fundo donde se
realizó el trabajo, presentó una de las mejores en produc-
ciones en esa campaña, a pesar que fue menor a la de años
anteriores.
CONCLUSIONES
Durante el periodo total de cosecha, los mayores rendimientos
se obtuvieron con los tratamientos 90N y 120N, siendo éstos
3139.8 kg.ha-1 y 3005.9 kg.ha-1 respectivamente, sin diferen-
cias estadísticas entre sí.
El mayor rendimiento de materia prima aprovechable, es de-
cir sin descarte, durante la totalidad de cosecha se presentó
en los tratamientos 90N y 120N con 2960.91 kg.ha-1 y 2861.07
kg.ha-1. respectivamente, sin diferencias estadísticas entre sí.
En el rendimiento por calidades durante el periodo total de
cosecha, sólo hubieron diferencias significativas en la Calidad
Primera, los tratamientos que obtuvieron mayores rendimien-
tos en esta calidad fueron: 90 N con 2595.1 kg.ha-1 y 120 N con
2484.3 kg.ha-1., sin diferencias estadísticas entre sí.
REFERENCIAS
[1] Arredondo, S. 2007. Demanda de Alcachofa. Recuperado
de:
http://www.monografias.com/trabajos58/demanda-al-
cachofa/demanda-alcachofa2.shtml---MONOGRAFIA
[2] Donato, P.; Evaristo, M. y Pessoa, M. 1993. Nutrición y
Abonamiento de Hortalizas. Asociación Brasileira para la
Pesquisa da Potassa e do Fosfato. Sao Paulo. Brasil.
78
Invest. Apl. Innov. 6(1), 2012
LARCO, Victoria. “Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad (Perú)”
[3] Lucchetti, L. 2008. Experiencias personales sobre el ma-
nejo agronómico del cultivo de alcachofa. (Comunica-
ción personal).
[4] Maroto, J., 1995. El Cultivo de la Alcachofa. Valencia, Es-
paña. Instituto Valenciano de Investigaciones Agrarias.
[5] Ramírez, R. 2008. Experiencias personales sobre el ma-
nejo agronómico del cultivo de alcachofa. Sociedad
Agrícola Virú S.A. Virú, Perú.
[6] Villegas, O. 2007. Experiencias personales sobre el ma-
nejo agronómico del cultivo de alcachofa. Sociedad
Agrícola Virú S.A. Virú, Perú. (Comunicación personal).
[7] Wild, A. ,1992. Condiciones del suelo y crecimiento de
las plantas según Russell. (pp 32, 34, 88-94, 132). Ma-
drid, España. Ediciones Mundi-Prensa.
ACERCA DE LA AUTORA
Victoria Larco Aguilar. Ingeniera agrónoma egresada de la
Universidad Nacional de Trujillo. Se ha desempeñado en el
área de sanidad vegetal y producción de cultivos de agroex-
portación. Actualmente culmina una maestría en Manejo In-
tegrado de Plagas en la Universidad Agraria La Molina y se
desempeña como docente del Área de Tecnología Agrícola
en Tecsup Trujillo.
Original recibido: 22 de marzo de 2012
Aceptado para publicación: 22 de mayo de 2012
Lima: Av. Cascanueces 2221 Santa Anita. Lima 43, Perú
Publicación Semestral Tecsup se reserva todos los derechos legales de reproducción del contenido, sin embargo autoriza la reproducción total o parcial para fines didácticos, siempre y cuando se cite la fuente.
Editor en Jefe:Alberto Bejarano, Tecsup
Comité editorial:Aurelio Arbildo, InducontrolGuillermo Barcelli, 2E IngenierosJorge Bastante, TecsupElena Flores, Cementos PacasmayoHernán Montes, UtecRicardo Ruiz, TecsupJack Vainstein, Vainstein Ingenieros
Coordinadora:Mayra Pinedo
Colaboradores:Adriana BarjaJuan Carlos HerediaVictoria LarcoJosé LazarteMaría Teresa MendozaRodrigo PereaMario SurcoCésar VeraHernán Zapata
Corrector de estilo:Juan Manuel Chávez
Diseño y diagramación:OT Marketing Publicitario
Impresión:Tarea Asociación Gráfica EducativaPasaje María Auxliadora 156 – 164Lima 5, Perú
Hecho el depósito legal en la Biblioteca Nacional del Perú: 2007-04706
TecsupArequipa: Urb. Monterrey Lote D-8 José Luis Bustamante y Rivero. Arequipa, Perú
Lima: Av. Cascanueces 2221 Santa Anita. Lima 43, Perú
Trujillo: Vía de Evitamiento s/n Víctor Larco Herrera. Trujillo, Perú
Publicación semestral Tecsup se reserva todos los derechos legales de reproducción del contenido; sin embargo autoriza la reproducción total o parcial para fines didácticos, siempre y
cuando se cite la fuente.
Nota Las ideas y opiniones contenidas en los artículos son responsabilidad de sus autores y no refleja necesariamente el pensamiento de nuestra institución.
InstruccIones para los autores
La revista Investigación aplicada e innovación, I+i, es publicada semestralmente. El objetivo de la revista es contribuir al desarrollo y difusión de investigación y tecnología, apoyando al sector productivo en la mejora de sus procesos, eficiencia de sus procedimientos e incorporando nuevas técnicas para fortalecer su competitividad. Las áreas prin-cipales de su cobertura temática son: Automatización industrial, Electrotecnia, Electrónica, Tecnologías de la Infor-mación y Comunicaciones (TIC), Ensayo de materiales, Química y Metalurgia, Educación, Mantenimiento, Tecnología Agrícola, Tecnología de la Producción, Tecnología Mecánica Eléctrica, Gestión y Seguridad e Higiene Ocupacional.
Va dirigida a los profesionales de los sectores productivos y académicos en las áreas de la cobertura temática.
Requisitos para la publicación de artículos:
1. Formato y envío del artículo
• Eltrabajodebeseroriginal,inéditoyenidiomaespañoloinglés.
• Elartículodebetenerunaextensiónentre7y14páginasenWord.
• Elinterlineadoserásencillo,fuenteTahoma,tamaño11puntos.
• Todoslosmárgenessonde2,5cmentamañodepáginaA4.
• Envíoporvíaelectrónicaainvestigacioneinnovacion@tecsup.edu.pe
2. estructura del artículo
• Alcomienzodelartículosecolocaráeltítulodelainvestigación(eninglésyespañol),nombreyapellidosdelosautores y su afiliación académica e institucional.
• Acontinuaciónaparecerá–enespañoleinglésunbreveresumendelcontenidodelartículoyunaspalabrasclavecon cuerpo de 9 puntos.
• Elartículodebedividirseen:
– Introducción:Explicarelproblemageneral;Definirelproblemainvestigado;Definirlosobjetivosdelestudio;Interesar al lector en conocer el resto del artículo.
– Fundamentos: Presentarlosantecedentesquefundamentanelestudio(revisiónbibliográfica);Describireles-tudio de la investigación incluyendo premisas y limitaciones.
– Metodología:Explicacómosellevóalaprácticaeltrabajo,justificandolaeleccióndeprocedimientosytécnicas.
– Resultados:Resumirlacontribucióndelautor;Presentarlainformaciónpertinentealosobjetivosdelestudioenformacomprensibleycoherente;Mencionartodosloshallazgosrelevantes,inclusoaquelloscontrariosalahipótesis.
– Conclusiones:Inferirodeducirunaverdaddeotrasqueseadmiten,demuestranopresupone;Responderala(s)pregunta(s) de investigación planteadas en la introducción y a las interrogantes que condujeron a la realización de la investigación.
– Referencias:TrabajarlasreferenciasbajoelformatodelAmericanPsychologicalAssociation(APA)
3. seleccIón de artículos
• Elprocedimientodeseleccióndeartículosparaserpublicadosserealizamedianteunsistemadearbitrajequeconsisteenlaentregadeltextoanónimoadosmiembrosdelconsejoeditorial,especialistaseneltema.Siambosrecomiendansupublicación,seaceptasudictamenysecomunicaalautor;sinocoinciden,eldictamendeotromiembro será definitivo.
• Unavezenviadoelartículo,cumpliendocontodaslasnormasantedichas,elconsejoderedaccióncorregiráunasola prueba, no siendo posible remitir posteriores modificaciones.
• Paracontactarconusted,rogamosqueadjuntesucorreoelectrónico,correopostal,teléfonoyfax.
Investigaciónaplicada einnovación
Volumen 6, N.o 1Primer semestre, 2012 Lima, Perú
Editorial ................................................................................................................................................................................................
Medición de Temperatura en Semiconductores de Potencia usando Herramientas de Visión por Computadora ....................................................................................................................... José Lazarte
Comparación entre Metodologías de Estimación de Parámetros del Generador Síncrono a través de respuesta en Frecuencia y Rechazo de Carga ............ María Teresa Mendoza
Actualización de los Criterios Técnicos de Conexión de Instalaciones Eólicas al SEIN .... Alberto Ríos
Mitigación del Ataque “Hombre en el Medio” en las Redes Locales .................................................... ...................................................................................................................................................................................... Mario Surco
Influencia del Insumo de Calor para la Evaluación de Trincas en Juntas Soldadas de Acero API X80 a través del Ensayo Tekken ......................................................................Rodrigo Perea
Análisis de Fallas y Defectos en Piezas de Acero ........................................ .Juan Carlos Heredia
Diseño e Implementación de un Sistema Electrónico de Control Modulante de Nivel en Calderos ...................................................................................................................................................................César Vera
Proceso Fenton para Tratamiento de Efluentes Coloreados .................................................................. .......................................................................................................................................Adriana Barja / Hernán Zapata
Efecto de Cuatro Dosis Nitrogenadas sobre el Rendimiento de Soca en Alcachofa sin Espinas (Cynara scolymus L.) var. Lorca en Moche, La Libertad ..................... Victoria Larco
ISSN 1996-7551
3
5
13
21
33
41
51
61
67
73
Campus ArequipaUrb. Monterrey Lote D-8 José Luis Bustamante y Rivero. Arequipa, PerúT: (54)426610 - F: (54)426654MAIL: principal@tecsup-aqp.edu.pe
Campus LimaAv. Cascanueces 2221 Santa Anita. Lima 43, PerúT: (51)317-3900 - F: (51-1)317-3901MAIL: informes@tecsup.edu.pe
Campus Trujillo:Via de Evitamiento s/n Victor Larco Herrera. Trujillo, PerúT: (44)60-7800 - F: (44)60-7821MAIL: informestrujillo@tecsup.edu.pe
www.tecsup.edu.pe
Inst
itu
to d
e Ed
uca
ció
n S
up
erio
r Tec
no
lóg
ico
Pri
vad
o T
ECSU
P N
° 1
R
M: N
° 153
-84-
ED (1
7/02
/198
4)
R
D: N
° 054
-200
5-ED
(24/
02/2
005)
Recommended